曾湘黔，柳 印，劉勇輝，程秀杰

半直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)溫度場(chǎng)仿真

曾湘黔1，柳 印1，劉勇輝1，程秀杰2

（1. 海上風(fēng)力發(fā)電技術(shù)與檢測(cè)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（湘潭電機(jī)股份有限公司）湖南湘潭 411101；2. 國(guó)家能源風(fēng)力發(fā)電機(jī)研發(fā)（試驗(yàn)）中心，湖南湘潭 411101）

本文以3 MW半直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算分析，利用有限元分析方法分別對(duì)3 MW半直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)額定工況及試驗(yàn)工況的溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果一致，永磁發(fā)電機(jī)溫升滿足考核要求。同時(shí)計(jì)算分析了冷卻水流量及冷卻管排布位置對(duì)溫升的影響，并提出后續(xù)改進(jìn)建議。

半直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī) 溫度場(chǎng) 溫升 冷卻

0 引言

隨著全球能源形勢(shì)愈發(fā)緊張，傳統(tǒng)化石能源緊缺，新能源開(kāi)發(fā)的重要性不言而喻。而風(fēng)能作為重要的傳統(tǒng)化石能源替代者，在全球碳中和的大環(huán)境下，受到的前所未有的關(guān)注與重視。風(fēng)力發(fā)電技術(shù)在近十年飛速發(fā)展，截止目前，主流的風(fēng)力發(fā)電機(jī)型有：雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)、永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)（直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)及半直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)）、變頻鼠籠異步發(fā)電機(jī)。在陸上及3 MW以下機(jī)型中，雙饋機(jī)型占據(jù)了主導(dǎo)地位。隨著風(fēng)力發(fā)電機(jī)單機(jī)容量的增大及海上風(fēng)電的蓬勃發(fā)展，雙饋機(jī)型由于運(yùn)維成本較高，不適用于海上場(chǎng)景，而永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組雖運(yùn)維簡(jiǎn)便，但機(jī)組過(guò)大，安裝運(yùn)送成本高，因此上兩種技術(shù)均不是最佳選擇。而半直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)綜合直驅(qū)、雙饋的優(yōu)點(diǎn)，規(guī)避二者缺點(diǎn)，被行業(yè)公認(rèn)是下一代風(fēng)電機(jī)組技術(shù)。

下文以我司開(kāi)發(fā)的3 MW半直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例，對(duì)其設(shè)計(jì)過(guò)程中的溫度場(chǎng)進(jìn)行分析，獲取計(jì)算數(shù)據(jù)，并與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相比較，為后續(xù)大兆瓦半直驅(qū)機(jī)組開(kāi)發(fā)奠定基礎(chǔ)。

1 概述

對(duì)3 MW半直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)135機(jī)型在額定工況（輸出功率為3 250 kW）及試驗(yàn)工況（輸出功率為3 087 kW）下的溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算，通過(guò)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比驗(yàn)證計(jì)算的準(zhǔn)確性。電機(jī)冷卻方式為水冷，鐵芯走冷卻管，通過(guò)冷卻水帶走熱量，電機(jī)冷卻結(jié)構(gòu)如圖1所示。

溫度場(chǎng)計(jì)算模型主要由繞組、鐵心、絕緣層等組成，主要物性參數(shù)如表1，電機(jī)主要技術(shù)參數(shù)見(jiàn)表2。

表1 材料基本數(shù)據(jù)

表2 電機(jī)主要參數(shù)

2 計(jì)算分析

2.1 有限元計(jì)算模型

為提高計(jì)算效率，建立電機(jī)1/36計(jì)算模型，并對(duì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，簡(jiǎn)化模型主要由鐵芯、繞組、絕緣層及冷卻管組成，如圖2所示。

圖2 電機(jī)簡(jiǎn)化模型

2.2 有限元模型處理

流體區(qū)域網(wǎng)格劃分時(shí)，將固體區(qū)域壓縮，整體采用六面體為主的網(wǎng)格劃分方式，如圖3所示，網(wǎng)格數(shù)為234251個(gè)。固體區(qū)域網(wǎng)格劃分時(shí)，將流體區(qū)域壓縮，網(wǎng)格如圖4所示，網(wǎng)格數(shù)為216342個(gè)。

圖3 流體區(qū)域網(wǎng)格劃分

圖4 固體區(qū)域網(wǎng)格劃分

2.3 邊界條件及荷載加載

2.3.1 流體

流體計(jì)算域進(jìn)口和出口分別采用速度入口和壓力出口邊界條件，涉及傳熱遞選擇能量方程，湍流方程選擇標(biāo)準(zhǔn)方程。冷卻水流量為180 L/min，冷卻水為4路并聯(lián)，冷卻管內(nèi)徑為18 mm，換算成速度入口為2.95 m/s，冷卻水進(jìn)口溫度為45℃。

2.3.2熱穩(wěn)態(tài)

熱穩(wěn)態(tài)主要邊界條件及加載為流固耦合面及鐵芯和繞組的內(nèi)部發(fā)熱。計(jì)算并未考慮轉(zhuǎn)子風(fēng)扇通風(fēng)，電機(jī)與空氣接觸表面均未考慮熱交換。利用系統(tǒng)耦合通過(guò)流固耦合面將流體與熱穩(wěn)態(tài)進(jìn)行實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)交換。內(nèi)部發(fā)熱通過(guò)損耗換算成熱生成率，結(jié)果如表3所示。

表3 生成熱換算

2.3.3 系統(tǒng)耦合

在系統(tǒng)耦合中可以實(shí)現(xiàn)雙向流固耦合。通過(guò)流固交界面，對(duì)流體及固體間的溫度、表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)等數(shù)據(jù)進(jìn)行傳遞，具體傳輸數(shù)據(jù)類型如表4所示。

表4 數(shù)據(jù)傳遞類型

邊界條件及載荷加載如圖5、圖6所示。

圖5 135機(jī)型（額定工況）加載

圖6 135機(jī)型（試驗(yàn)工況）加載

2.4 分析結(jié)果

流體計(jì)算收斂后，冷卻管中間切面的速度分布云圖如圖7所示。從圖中可見(jiàn)，冷卻水入口速度為2.95 m/s，最大速度為3.71 m/s左右。冷卻管中間切面的湍動(dòng)能分布如圖8所示。從圖8可以看出，冷卻水在彎管處湍動(dòng)能達(dá)到最大，說(shuō)明此處湍流強(qiáng)度大，換熱系數(shù)大。

圖7 冷卻管速度分布云圖

圖8 湍動(dòng)能分布云圖

圖9為管內(nèi)壁的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分布圖。從圖中可以看出換熱系數(shù)最大的區(qū)域產(chǎn)生在彎管附近，與圖8得出的結(jié)論一致。

圖9 冷卻管內(nèi)壁表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分布

通過(guò)雙向耦合，最終得到電機(jī)的穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)，如圖10、圖11所示。從圖10可以看出，135機(jī)型在3250 kW工況下，繞組最高溫度為132.43℃，溫升約為87.5 K。測(cè)溫點(diǎn)位置溫度約為123.5℃，溫升約為78.5 K。從圖11可以看出，135機(jī)型在3087 kW工況下，繞組最高溫度為135.45℃，溫升約為90.5 K。測(cè)溫點(diǎn)位置溫度約為125.5℃，溫升約為80.5 K，試驗(yàn)測(cè)溫點(diǎn)最高溫升為79.5 K，與計(jì)算數(shù)據(jù)一致，繞組最高溫度出現(xiàn)在線圈端部。表5為溫升計(jì)算結(jié)果對(duì)比。

圖10 135機(jī)型（額定工況）溫度分布

圖11 135機(jī)型（試驗(yàn)工況）溫度分布

表5 溫升計(jì)算結(jié)果對(duì)比

2.5 優(yōu)化設(shè)計(jì)計(jì)算

2.5.1冷卻水流速影響

冷卻水流量對(duì)電機(jī)溫升有重大影響，由傳熱學(xué)可知，對(duì)于管內(nèi)強(qiáng)迫對(duì)流傳熱，使用最普遍的關(guān)聯(lián)式如下：

式(2)中：為表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，為特征長(zhǎng)度，對(duì)于管內(nèi)強(qiáng)迫對(duì)流換熱，特征長(zhǎng)度為管徑。

式(3)中：為管內(nèi)流體流速，為管徑，為流體粘度。

表6 溫升計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖12為各流速下電機(jī)溫度分布圖；圖13為各流速下電機(jī)溫度對(duì)比圖。表7為電機(jī)溫升對(duì)比。從圖中可以看出，隨著流速的增大，電機(jī)最高溫度、電機(jī)繞組平均溫度、電機(jī)測(cè)溫點(diǎn)平均溫度均隨之減小。考慮到在實(shí)際工程應(yīng)用中，泵的工作性能問(wèn)題，冷卻水流速一般在控制在1.5 m/s～2.5 m/s左右。因此建議在滿足絕緣等級(jí)的條件下，盡量將冷卻水流速控制在1.5 m/s～2.5 m/s之間。若泵的工作性能及經(jīng)濟(jì)性能滿足，可將冷卻水流速加大。

圖12 各流速電機(jī)溫度分布圖

圖13 各流速電機(jī)溫度對(duì)比

表7 電機(jī)溫升對(duì)比

2.5.2冷卻水管圓周位置影響

冷卻水管圓周布置對(duì)電機(jī)冷卻也有一定影響，本文分析了水管初始位置、水管對(duì)應(yīng)鐵芯槽底部及水管對(duì)應(yīng)鐵芯齒部三個(gè)位置進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，以尋找冷卻水管在圓周方向的最佳位置。計(jì)算暫時(shí)未考慮由于水管圓周位置變化導(dǎo)致電機(jī)磁場(chǎng)變化。圖14為三種圓周位置模型示意圖。

圖14 冷卻水管圓周位置示意圖

通過(guò)計(jì)算，得到各位置溫度分布圖，如圖15所示。

從圖中可以看出冷卻水管對(duì)應(yīng)槽底時(shí)電機(jī)最高溫度要比初始位置低0.8℃，繞組平均溫度低了1℃；而冷卻水管對(duì)應(yīng)齒部時(shí)電機(jī)最高溫度要比初始位置高3℃左右，繞組平均溫度高0.8℃。具體數(shù)據(jù)對(duì)比見(jiàn)表8。通過(guò)分析可以發(fā)現(xiàn)，冷卻水管圓周位置為對(duì)應(yīng)鐵芯槽底分布時(shí)，鐵芯槽底熱流沿徑向到達(dá)冷卻水管的路徑最短，冷卻效果優(yōu)于其他位置。

圖15 冷卻水管在各圓周位置時(shí)電機(jī)溫度分布圖

表8 冷卻水管在各圓周位置時(shí)電機(jī)溫度對(duì)比

2.5.3冷卻水管徑向位置影響

冷卻水管在徑向位置的分布也對(duì)電機(jī)冷卻有重要影響。冷卻源越靠近中心熱源，傳熱路徑越短，熱阻越小，散熱效果也越好。本文分別對(duì)冷卻水管分度圓=2 224 mm?及=2 234 mm進(jìn)行對(duì)比，計(jì)算暫時(shí)未考慮由于水管位置的變化對(duì)電機(jī)磁場(chǎng)的影響。圖16為冷卻水管在不同徑向位置的溫度分布圖。從圖中可以看出冷卻水管越靠近鐵芯中心，冷卻效果越好。=2 224 mm工況電機(jī)最高溫度比=2 234 mm工況低3℃，測(cè)溫點(diǎn)溫度低2.9℃。因此，適當(dāng)?shù)膶⒗鋮s水管的位置往鐵芯中間布置，更有利于電機(jī)的散熱。

圖16 冷卻水管在不同徑向位置溫度分布

3 結(jié)論及建議

經(jīng)過(guò)計(jì)算分析，3 MW永磁同步發(fā)電機(jī)在未考慮轉(zhuǎn)子風(fēng)扇通風(fēng)散熱及電機(jī)表面散熱的情況下，電機(jī)最大溫升約為90.5 K，測(cè)溫點(diǎn)最大溫升為80.5 K。根據(jù)實(shí)際經(jīng)驗(yàn)，在有轉(zhuǎn)子通風(fēng)冷卻的情況下溫升能降低3-4 K，可以滿足絕緣設(shè)計(jì)要求。同時(shí)得出以下結(jié)論：

1）管內(nèi)冷卻水流速越高，管內(nèi)湍流越劇烈，換熱效果越強(qiáng)；在泵的經(jīng)濟(jì)性及工作性能能夠滿足的情況下，應(yīng)盡量加大冷卻水流速。

2）冷卻水管在圓周方向位置，在管子對(duì)應(yīng)鐵芯槽底的情況下，冷卻效果最好；因此在后續(xù)設(shè)計(jì)中可以考慮將冷卻水管位置對(duì)準(zhǔn)槽底中心。

3）冷卻水管沿徑向越往中心，冷卻效果越好；在不影響電機(jī)裝配的情況下，且對(duì)電機(jī)磁場(chǎng)影響不大的情況下，在后續(xù)設(shè)計(jì)中建議將冷卻水管分度圓適當(dāng)減小。

[1] 路義萍, 豐帆, 王佐民. 同步電機(jī)定子三維溫度場(chǎng)數(shù)值模擬[J]. 電機(jī)與控制學(xué)報(bào), 2012, 16(3): 42-46.

[2] 覃四珍, 劉勇輝, 尹曾鋒等. 大型變頻感應(yīng)鼠籠式風(fēng)力發(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)及溫度場(chǎng)仿真[J]. 船電技術(shù), 2015, 35(5): 70-75.

[3] 胡田, 唐任遠(yuǎn), 李巖等. 永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)三維溫度場(chǎng)計(jì)算及分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2013, 28(3): 122.

[4] 楊菲. 永磁電機(jī)溫升計(jì)算及冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)[D]. 沈陽(yáng):沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué), 2007.

[5] 李德基. 發(fā)電機(jī)發(fā)熱分析計(jì)算及其應(yīng)用[M]. 成都:四川大學(xué)出版社, 1994.

[6] 陳世坤. 電機(jī)設(shè)計(jì)[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 2000.

[7] 丁舜年.大型電機(jī)的發(fā)熱與冷卻[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 1998.

Temperature field simulation of semi direct drive permanent magnet wind turbine

Zeng Xiangqian1, Liu Yin2, Liu Yonghui1, Cheng Xiujie2

(1. Ocean wind power technology and detection state key laboratory(XEMC) XiangTan, 411101 HuNan, China; 2. National energy wind power R & D (test) center, XiangTan, 411101 HuNan, China）

TM315

A

1003-4862（2022）09-0050-06

2021-07-

曾湘黔（1975-），男，碩士，工程師，主要從事電機(jī)設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)工作。

柳?。?983-），女，學(xué)士，工程師，主要從事電機(jī)工藝設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)工作。E-mail:lyh521ko@163.com