周年勇，段 鋒，王慶榮，郭 強(qiáng)

(常州大學(xué)石油工程學(xué)院，常州 213016)

風(fēng)力發(fā)電因具有清潔、可再生、蘊(yùn)量豐富的特點(diǎn)一直受到國際社會的重視。隨著風(fēng)能開發(fā)力度的不斷增大，風(fēng)電機(jī)組單機(jī)容量也日漸提升[1]。目前主流單機(jī)容量已從1.5 MW邁進(jìn)4 MW，甚至一些海上風(fēng)電機(jī)組其單機(jī)容量已提升至10 MW[2]。裝機(jī)容量的增加必然帶來散熱量的增加，優(yōu)化和提升發(fā)電機(jī)冷卻器的傳熱能力，使得電機(jī)內(nèi)部溫度控制在允許范圍內(nèi)，是保障風(fēng)力發(fā)電機(jī)安全、高效運(yùn)行的重要方式之一[3]。

目前，關(guān)于風(fēng)力發(fā)電整體冷卻系統(tǒng)的研究相對較多。一般從整體散熱系統(tǒng)、內(nèi)部核心部件、配套設(shè)施等角度著手。Polikarpova[4]通過理論計(jì)算結(jié)合試驗(yàn)，提出一種新型風(fēng)電機(jī)組冷卻系統(tǒng)，試驗(yàn)表明該系統(tǒng)對機(jī)組整體性能提升有所幫助；周年勇等[5]通過CFD(computational fluid dynamics)模擬技術(shù)建立適用于海上惡劣工況下的機(jī)艙模型，提出發(fā)電機(jī)艙熱平衡的設(shè)計(jì)理念；Sun等[6]提出使用瞬態(tài)協(xié)同仿真法計(jì)算，對雙機(jī)械接口進(jìn)行熱分析，并提出優(yōu)化方案；王臣等[7]優(yōu)化風(fēng)電內(nèi)部換熱器結(jié)構(gòu)并結(jié)合實(shí)驗(yàn)及模擬，通過研究其傳熱及流動(dòng)，分析發(fā)現(xiàn)新結(jié)構(gòu)具有較高的熱物理性。還有學(xué)者將研究重點(diǎn)集中在風(fēng)力發(fā)電空-空冷卻器方面。鄒強(qiáng)龍[8]利用有限元手段分析在風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行的過程中產(chǎn)生震動(dòng)異響的原因；劉維維[9]以2.75 MW風(fēng)機(jī)為例通過改變其通風(fēng)結(jié)構(gòu)解決該機(jī)型定子溫度過熱問題。

然而關(guān)于風(fēng)力發(fā)電機(jī)空-液冷系統(tǒng)的研究資料較少，但是可以借鑒傳統(tǒng)換熱器的研究。通過對風(fēng)力發(fā)電機(jī)空-液冷系統(tǒng)中的核心部件如冷卻器進(jìn)行優(yōu)化從而達(dá)到對整體系統(tǒng)的性能優(yōu)化。傳統(tǒng)冷卻器一般通過試驗(yàn)及模擬的方法進(jìn)行換熱器性能分析，Zheng等[10]通過建立氣液分配實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)研究換熱器在震動(dòng)條件下性能特性；李新禹等[11]對板翅式換熱器平直翅片進(jìn)行數(shù)值模擬，揭示了兩種不同結(jié)構(gòu)參數(shù)翅片中流速對翅片表面換熱因子和翅片表面摩擦影子的影響規(guī)律，并提出優(yōu)化方案；王禮進(jìn)等[12]通過仿真技術(shù)，對比相同工況下不同種類換熱器的熱物理性，得出各種材料在不同動(dòng)態(tài)時(shí)間的特點(diǎn)；韓飛等[13]通過數(shù)值模擬的方法，分析在相同入口壓力及速度對內(nèi)部壓縮空氣換熱的影響，并搭建相應(yīng)的氣動(dòng)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)以驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性。

綜上，中外學(xué)者對于換熱器在傳統(tǒng)能源應(yīng)用領(lǐng)域的報(bào)道較多，但針對新能源風(fēng)電行業(yè)液冷冷卻器的研究相對較少。目前，對于5 MW以下風(fēng)力發(fā)電機(jī)的冷卻，絕大部分仍基于空氣作為載熱介質(zhì)，空氣循環(huán)時(shí)不僅要克服冷卻器本身的阻力損失，還要克服發(fā)電機(jī)內(nèi)部的巨大阻力損失?？諝庋h(huán)動(dòng)力或者依托轉(zhuǎn)子同軸風(fēng)扇，或者借助外部獨(dú)立風(fēng)扇，空氣的循環(huán)流量及阻力都受到嚴(yán)格限制[3]。擬運(yùn)用CFD技術(shù)，建立4 MW風(fēng)力發(fā)電機(jī)液冷冷卻器的傳熱模型，分析不同運(yùn)行工況下不同結(jié)構(gòu)冷卻器的傳熱特性，通過調(diào)整冷卻器空氣側(cè)的結(jié)構(gòu)參數(shù)，優(yōu)化其傳熱性能，提高冷卻效率。

1 模型

1.1 物理模型的簡化

圖1為某4.0 MW風(fēng)力發(fā)電機(jī)內(nèi)部的空氣循環(huán)回路示意，其工作原理為：當(dāng)發(fā)電機(jī)工作時(shí)，內(nèi)部循環(huán)空氣在轉(zhuǎn)子同軸風(fēng)扇的驅(qū)動(dòng)下，穿透定、轉(zhuǎn)子的若干縫隙，與其換熱升溫后，再進(jìn)入液冷冷卻器與乙二醇水溶液進(jìn)行熱量交換，降溫后的循環(huán)空氣再回到發(fā)電機(jī)內(nèi)部，如此循環(huán)。

圖1 風(fēng)電冷卻原理

發(fā)電機(jī)液冷冷卻器是冷卻系統(tǒng)的核心部件，其換熱性能關(guān)系風(fēng)力發(fā)電機(jī)的穩(wěn)定性及可靠性。原冷卻器芯體結(jié)構(gòu)為1 040 mm(長)×110 mm(寬)×720 mm(高)，整體結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，對整體建立網(wǎng)格模型難度較大。為了研究方便，截取原芯體中的一個(gè)局部單元作為研究對象，其由1/2層乙二醇流道、1層熱空氣流道、1/2乙二醇流道按序疊加。外形尺寸為14 mm(長)×11 mm(寬)×104 mm(高)，如圖2所示。

圖2 芯體結(jié)構(gòu)示意

1.2 控制方程、湍流模型及邊界條件

連續(xù)性方程：

(1)

式(1)中：u、v、w為流體流動(dòng)速度，m/s；x、y、z為方向分量。

x、y、z方向上的動(dòng)量方程：

(2)

式(2)中：i為流動(dòng)方向；ui為流體流動(dòng)速度在i方向的分量，m/s；ρ為流體密度，kg/m3；p為壓強(qiáng)分布，Pa；μ為流體的黏度，Pa·s。

能量方程：

(3)

式(3)中：Tf為流體溫度，K；α為流體擴(kuò)散率。

熱側(cè)空氣選取速度入口邊界，入口溫度368 K，入口速度在2.38～4.76 m/s變化；冷側(cè)50 %乙二醇溶液選取速度入口邊界，入口溫度300 K，入口速度0.25 m/s；冷、熱流體的出口邊界都為壓力出口；四周外壁面都設(shè)置為對稱邊界。采用雙精度求解器16核并行計(jì)算；假定工質(zhì)不可壓縮、流速穩(wěn)定，因此使用壓力求解器及絕對速度環(huán)量，時(shí)間狀態(tài)為穩(wěn)態(tài)；打開能量方程、湍流方程中k-ε模型近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)函數(shù)；算法為適用于定常流懂的SIMPLEC，各離散式均采用二階迎風(fēng)形式；松弛因子除能量為10-6數(shù)量級外，其他均為10-3。

2 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗(yàn)證

利用ICEM作為網(wǎng)格劃分工具，由于簡化模型結(jié)構(gòu)較為規(guī)整，因此為提升計(jì)算精度使用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格建模手段對網(wǎng)格進(jìn)行劃分，并對其進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證[11-14]。為了確保計(jì)算模型的準(zhǔn)確，分別建立網(wǎng)格數(shù)為320 227、1 352 343、2 443 144、3 324 321、4 023 319、5 129 428、6 338 725的模型。網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證按正常運(yùn)行條件下，冷流體Re=200時(shí)的出口溫度及壓降。模型的網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果如圖3所示。由圖3可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量在400×104以上時(shí)，所選取的兩變量結(jié)果趨向穩(wěn)定，因此選取的模型網(wǎng)格數(shù)量為4 023 319。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證曲線

為了進(jìn)一步驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，選取7個(gè)典型工況點(diǎn)與日本神鋼ALEX曲線的j、f因子計(jì)算值進(jìn)行對比。由表1可知，j、f因子最大絕對偏差分別為8.45%、8.82%，在工程設(shè)計(jì)允許范圍內(nèi)。

表1 j、f因子對照

3 結(jié)果分析與討論

目前，對于其他領(lǐng)域較為完善的翅片強(qiáng)化形式主要有打百葉孔、壓制波紋、壓制鋸齒等，基于現(xiàn)有工藝水平并結(jié)合風(fēng)電發(fā)電機(jī)冷卻器的現(xiàn)實(shí)需求，提出打孔及凸臺兩種翅片強(qiáng)化形式，并展開打孔、凸臺結(jié)構(gòu)尺寸對冷卻器傳熱性能影響的研究。如圖4所示，翅片的高度H為10.3 mm；流動(dòng)方向長度L為11 mm，翅片厚度E為0.17 mm，通過熱套手段安裝的凸臺單面高度D為0.5 mm，其他特征尺寸如表2所示。

a為凸臺/打孔的長度，mm；b為凸臺/打孔的寬度，mm；c為凸臺/打孔的間距，mm

表2 模型參數(shù)

3.1 平直翅片下冷卻器傳熱性能分析

某4.0 MW風(fēng)力發(fā)電機(jī)的內(nèi)部熱空氣循環(huán)采用轉(zhuǎn)子同軸風(fēng)扇，考慮其風(fēng)量受轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的影響，分別取額定流量11 025 kg/h下50%、75%、100%的3種流量工況進(jìn)行模擬分析，對應(yīng)冷卻器入口流速分別為2.38、3.33、4.76 m/s。

圖5給出的是在Re=1 209時(shí)，熱通道平直翅片z軸方向中線垂直截面溫度云圖。從圖5可以看出，在靠近平直翅片壁面處的流體溫度遠(yuǎn)低于通道中心區(qū)域流體的溫度，這是因?yàn)槌崞诿嫱鈧?cè)在流體運(yùn)動(dòng)的過程中產(chǎn)生邊界層，阻礙了流體進(jìn)一步傳熱，此邊界層沿流體流動(dòng)方向厚度增大，熱空氣受翅片影響溫度逐漸降低。

圖5 Re=1 209時(shí)平直翅片的溫度云圖

從圖6可以看出，平直翅片的h隨Re成正比，且隨著Re的增大，h的上升斜率逐漸降低，故在一定范圍內(nèi)提高空氣入口的雷諾數(shù)有利于提高換熱器的換熱系數(shù)，主要原因是當(dāng)空氣入口雷諾數(shù)越大，風(fēng)量越大，湍流越激烈，翅片的邊界層越薄，傳熱熱阻越小。平直翅片的Δp隨Re成正比，且隨著Re的增大，Δp的上升斜率逐漸降低，這是因?yàn)镽e的增加加劇空氣湍流程度，從而流經(jīng)通道壁面的阻力增加，進(jìn)出口壓力損失增加。

圖6 平直翅片熱側(cè)h、Δp隨Re的變化曲線

綜合圖6可知，Re越大，h越強(qiáng)，Δp越大，兩者相互制約。因此在滿足實(shí)際工程要求合理范圍內(nèi)，以犧牲少量Δp為代價(jià)換取較大h提升的方式，應(yīng)用于對不同結(jié)構(gòu)翅片的選取是具有可行性的。

3.2 打孔翅片下冷卻器傳熱性能分析

為了研究不同打孔翅片，長寬比a/b對h及Δp的影響規(guī)律，在平直翅片的基礎(chǔ)上，按表1建立6種打孔型翅片，設(shè)定其工作工況完全與平直翅片一致。

如圖7所示，溫度場云圖整體趨勢與平直翅片下較為相似。受打孔影響，沿翅片附近的流體微團(tuán)運(yùn)動(dòng)不再局限于單一通道內(nèi)，可通過開孔相互穿越，使流動(dòng)橫向混合增強(qiáng)翅片的換熱能力。

圖7 Re=1 209時(shí)打孔翅片-4(a/b=18.6)的溫度云圖

如圖8所示，按開孔a/b排序分別羅列了6種不同結(jié)構(gòu)打孔翅片冷卻器在3種雷諾數(shù)下的h、Δp隨a/b的變化。隨著a/b增加，3種Re情況下均呈現(xiàn)相同變化規(guī)律，當(dāng)a/b≤18.6時(shí)，h穩(wěn)步上升，Δp緩慢增加；當(dāng)a/b>18.6時(shí)，h開始降低，而Δp基本保持穩(wěn)定。a/b為18.6時(shí)，較其他打孔翅片h達(dá)到極大值最大提升了14.46%，Δp最大提升了7.82%?？梢钥闯觯藭r(shí)h的增幅為Δp的增幅的2倍。與其他打孔翅片相比，其以較低Δp為代價(jià)換取h較大提升。

圖8 打孔翅片熱側(cè)h、Δp隨a/b的變化曲線

3.3 凸臺翅片下冷卻器傳熱性能分析

為了進(jìn)一步探求凸臺結(jié)構(gòu)對換熱性能的影響，在打孔翅片a/b基礎(chǔ)上，增設(shè)0.5 mm厚凸臺翅片。

如圖9所示，凸臺翅片迫使邊界層變厚，增加了速度矢量與等溫線垂直的情況，從而實(shí)現(xiàn)了強(qiáng)化傳熱的效果。據(jù)場協(xié)同理論，當(dāng)速度方向和溫度梯度方向趨于一致時(shí)，有利于增強(qiáng)換熱。

圖9 Re=1 209時(shí)凸臺翅片-4(a/b=18.6)的溫度云圖

如圖10所示，按凸臺結(jié)構(gòu)的a/b排序分別羅列了6種不同結(jié)構(gòu)凸臺翅片冷卻器在3種雷諾數(shù)下的h、Δp隨翅片凸臺a/b的變化。隨著a/b的增加，3種Re情況下均呈現(xiàn)相同變化規(guī)律，當(dāng)a/b≤18.6時(shí)，h穩(wěn)定下降，Δp穩(wěn)步上升；當(dāng)a/b>18.6時(shí)，h開始回升，而Δp基本保持穩(wěn)定。a/b為18.6時(shí)，較其他凸臺翅片h達(dá)到極小值最大降低了42.16%，而Δp卻提升了52.2%。由圖10可見，在打孔翅片最優(yōu)結(jié)構(gòu)a/b為18.6時(shí)并不適用于凸臺翅片，此種結(jié)構(gòu)下的凸臺翅片反而是最差的。

圖10 凸臺翅片熱側(cè)h、Δp隨a/b的變化曲線

3.4 不同結(jié)構(gòu)下冷卻器綜合性能對比

冷卻器綜合評價(jià)通常需要分析其熱工性、可靠性、經(jīng)濟(jì)性、固有安全性等其他因素。主要使用h/Δp1/3的性能評價(jià)指標(biāo)作為主要評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，其值越大說明綜合性能越好[15-16]，并結(jié)合各翅片下熱空氣進(jìn)出口溫差綜合分析。

如圖11所示，對比三種翅片結(jié)構(gòu)冷卻器綜合性能指標(biāo)，在相同Re情況下，打孔翅片優(yōu)于平直翅片優(yōu)于凸臺翅片，打孔翅片相對平直翅片整體提升了12.7%。而凸臺翅片卻僅為平直翅片的50%。

圖11 綜合性能指標(biāo)對比

如圖12所示，在不同Re條件下，凸臺翅片熱空氣進(jìn)出口平均溫差高于平直翅3.55 K，高于打孔翅片3.85 K，是由于凸臺翅片的強(qiáng)化效果體現(xiàn)在整體傳熱面積的增加，但使得流動(dòng)阻力大幅增加。

圖12 熱側(cè)空氣進(jìn)出口溫度差對比

對于風(fēng)力發(fā)電機(jī)冷卻器的設(shè)計(jì)，由于空氣在電機(jī)內(nèi)部的循環(huán)阻力較大，一般要求冷卻器的壓降盡可能地小，且擁有不錯(cuò)的傳熱系數(shù)，通過綜合性能評價(jià)因子比較可得，打孔翅片整體性能較好，且當(dāng)打孔長寬比a/b=18.6時(shí)最優(yōu)。

4 結(jié)論

采用數(shù)值計(jì)算的手段，建立平直、打孔、凸臺三類翅片的數(shù)學(xué)模型，分析了不同雷諾數(shù)Re下翅片結(jié)構(gòu)尺寸對換熱系數(shù)h及阻力損失Δp的影響，并利用綜合性能評價(jià)因子h/Δp1/3對其評價(jià)，得出結(jié)論如下。

(1)對于打孔翅片冷卻器，隨著打孔長寬比a/b的增加，h呈先上升后下降趨勢，Δp則呈逐漸上升趨勢，且a/b>18.6后上升幅度變緩。

(2)對于凸臺翅片冷卻器，隨著a/b的增加，h會出現(xiàn)先下降再上升的趨勢，當(dāng)a/b=18.6時(shí)h出現(xiàn)最小值，Δp變化與打孔翅片類似。

(3)通過綜合性能評價(jià)因子h/Δp1/3評價(jià)比較可得，打孔翅片相對平直翅片整體提升12.7 %，凸臺翅片相對平直翅片降低50 %，且當(dāng)打孔長寬比a/b=18.6時(shí)最優(yōu)。