海上雙饋機組的散熱布置優(yōu)化研究

劉海濤，章雙全，王海龍

(國電聯(lián)合動力技術(shù)有限公司，北京100039)

海上雙饋機組的散熱布置優(yōu)化研究

劉海濤，章雙全，王海龍

(國電聯(lián)合動力技術(shù)有限公司，北京100039)

針對海上風(fēng)電機組單機容量不斷加大導(dǎo)致發(fā)電機等關(guān)鍵部件的發(fā)熱量隨之增加，且海上風(fēng)電機組機艙須密閉換熱以防止海上鹽霧侵蝕機艙內(nèi)重要零部件，從而對海上風(fēng)電機組的冷卻系統(tǒng)設(shè)計提出更高要求的問題，建立了某MW級海上雙饋機組冷卻系統(tǒng)散熱布置設(shè)計與系統(tǒng)特性匹配之間的關(guān)系，并根據(jù)機組傳動鏈特點及適應(yīng)機艙緊湊布局，對其冷卻系統(tǒng)散熱布置進行了優(yōu)化，采用Fluent分析了不同散熱布置方式下的散熱通道阻力，結(jié)合莫迪文風(fēng)扇選型平臺，分析比較了不同散熱布置方式下的系統(tǒng)特性匹配，得出了其中最佳散熱布置方式。研究結(jié)果表明:優(yōu)化后的散熱布置可提高機組冷卻系統(tǒng)的散熱效率，降低系統(tǒng)功耗，對海上風(fēng)電機組的冷卻系統(tǒng)設(shè)計具有參考意義。

海上風(fēng)電機組;冷卻系統(tǒng);散熱;優(yōu)化;匹配

0 引 言

海上風(fēng)能資源豐富，全球海上風(fēng)電裝機容量持續(xù)增長。海上風(fēng)況優(yōu)于陸地，風(fēng)速風(fēng)向較為穩(wěn)定，為降低海上風(fēng)電成本，海上風(fēng)電機組趨于大型化發(fā)展［1－2］，我國“十二五”風(fēng)電專項規(guī)劃中已明確要求突破10 MW級海上風(fēng)電機組整機和零部件設(shè)計關(guān)鍵技術(shù)［3］，其中即包括大容量風(fēng)電機組冷卻技術(shù)的研究。

冷卻系統(tǒng)直接影響海上風(fēng)電機組中發(fā)電機、變頻器等關(guān)鍵部件的運行，MW級風(fēng)電機組的冷卻系統(tǒng)一般采用強制風(fēng)冷和液冷方式［4-5］，雙饋機組Vestas V90 3 MW的齒輪箱冷卻系統(tǒng)采用油－水－空冷卻方式，其水－空換熱器置于機艙內(nèi)尾部上方并通過管路與齒輪箱上油－水換熱器連接，發(fā)電機冷卻系統(tǒng)的水－空換熱器同置于機艙內(nèi)尾部上方，內(nèi)置機艙的變壓器同機艙采用強制風(fēng)冷方式從機艙外部引入冷空氣直接冷卻［6］。直驅(qū)永磁機組金風(fēng)2.5 MW的發(fā)電機冷卻采用強制風(fēng)冷方式，機艙內(nèi)置空－空換熱器，形成內(nèi)循環(huán)和外循環(huán)兩種空氣通道，利用外部空氣冷卻自發(fā)電機定子導(dǎo)出的熱空氣［7－9］，而水－空冷卻的變頻器移至塔筒底部。

由于海上鹽霧腐蝕性強，又海上風(fēng)電機組單機容量大，發(fā)熱部件的冷卻多采用密閉性和傳熱能力較好的液冷方法［10－11］，AMSC 5.5 MW 海上雙饋機組技術(shù)中，發(fā)電機和變頻器為水－空冷卻，齒輪箱為油－水－空冷卻，帶強制風(fēng)冷風(fēng)扇的水－空換熱器左右對稱內(nèi)置于機艙后部［12］。Vestas V112 3.3 MW 及 V164 8 MW海上風(fēng)機的發(fā)電機、齒輪箱、變頻器等采用水冷方式進行冷卻和預(yù)熱，水－空換熱器外置于機艙尾部上方，與氣流方向垂直布置，自然風(fēng)冷［13－15］。Doosan 3 MW海上風(fēng)機其齒輪箱為油－空冷卻，油－空換熱器內(nèi)置于機艙前端，發(fā)電機及變頻器為水－空冷卻，帶風(fēng)扇強制風(fēng)冷式水－空換熱器內(nèi)置于機艙后部［16］。SIEMENS 6 MW海上直驅(qū)永磁發(fā)電機和全功率變頻器為水－空冷卻，自然風(fēng)冷式水－空換熱器外置于機艙頂部［17－18］。

本研究針對某MW級海上雙饋機組機艙內(nèi)冷卻系統(tǒng)其散熱布置進行優(yōu)化，散熱器布置方式和散熱通道綜合設(shè)計，采用Fluent分析散熱通道壓力分布，采用莫迪文風(fēng)扇選型平臺分析比較系統(tǒng)特性匹配，得到散熱效率高、功耗低的最佳散熱布置。

1 冷卻系統(tǒng)設(shè)計

以某MW級海上雙饋機組為例，機艙內(nèi)置齒輪箱、發(fā)電機及變頻器采用閉式循環(huán)液冷方式，冷卻液攜熱量泵入散熱器，與機艙外部空氣熱交換后流回發(fā)熱部件，受熱后再次泵入散熱器，如此循環(huán)，實現(xiàn)發(fā)熱部件的間接冷卻。冷卻系統(tǒng)設(shè)計主要包括:散熱器設(shè)計選型、泵組選型、散熱器強冷風(fēng)扇選型及散熱布置設(shè)計。

設(shè)計流程如下:①根據(jù)各發(fā)熱部件的發(fā)熱量及對冷卻介質(zhì)進出口溫度要求，確定冷卻介質(zhì)的流量;②根據(jù)發(fā)熱量、冷卻介質(zhì)流量及環(huán)境溫度，進行散熱器設(shè)計選型;③根據(jù)發(fā)熱量和所需風(fēng)量，進行風(fēng)扇設(shè)計選型;④根據(jù)各發(fā)熱部件壓損、散熱器壓損及管路布置，進行泵組設(shè)計選型;⑤根據(jù)機艙布局，進行散熱器布置，以及根據(jù)散熱器布置形式進行散熱通道的結(jié)構(gòu)設(shè)計;⑥驗證所布置的散熱器與所選風(fēng)扇的特性匹配。

2 散熱布置設(shè)計

海上風(fēng)電的環(huán)境特殊，散熱器若外置于機艙頂部，需為被動式自然風(fēng)冷，其空氣側(cè)通道易受鹽霧或絮狀物堵塞，則艙外維護或更換散熱器的難度很大，故散熱器一般內(nèi)置于機艙。以該MW級海上雙饋機組為例，發(fā)電機、變頻器及齒輪箱總的發(fā)熱量約450 kW，根據(jù)各冷卻回路系統(tǒng)流量等已知參數(shù)，本研究將散熱器確定為同種結(jié)構(gòu)型式，發(fā)電機冷卻系統(tǒng)為4臺散熱器并聯(lián)，變頻器冷卻系統(tǒng)為2臺散熱器并聯(lián)，齒輪箱冷卻系統(tǒng)為3臺散熱器并聯(lián)。

本研究在散熱器外圍設(shè)計密閉的散熱通道，將其進風(fēng)口和出風(fēng)口隔離于機艙，以防止海上鹽霧等腐蝕介質(zhì)隨外部空氣進入機艙。散熱通道設(shè)計須結(jié)合散熱器的布置形式，又須滿足機艙外部氣流順利進入散熱器進風(fēng)口，與冷卻介質(zhì)換熱后從散熱器出風(fēng)口流出的工況要求，故該雙饋機組冷卻系統(tǒng)的散熱布置設(shè)計需要綜合考慮散熱器布置方式和散熱通道設(shè)計。

該雙饋機組所有散熱器布置于機艙尾部，其中4臺水平傾斜45°并排布置在前，其余水平并排布置在其后。散熱通道將所有散熱器及所配風(fēng)扇全部囊括，并在通道入口及出口處與機艙罩密閉連接，外部空氣從機艙下方進入散熱通道入口，從散熱通道出口處排至外部。本研究利用Fluent模擬散熱通道內(nèi)流場得出該散熱布置造成的系統(tǒng)阻力為299.95 Pa，冷卻系統(tǒng)與風(fēng)扇特性匹配如圖1所示。

圖1 冷卻系統(tǒng)與風(fēng)扇特性匹配

風(fēng)扇特性、風(fēng)扇效率和散熱器特性曲線由莫迪溫風(fēng)扇選型平臺 Multi－Wing Optimiser根據(jù)風(fēng)量500 m3/min和散熱器壓損230 Pa選擇風(fēng)扇900/6－6/36o/PPG/5ZL后繪出，風(fēng)扇特性曲線與散熱器特性曲線交點即工作點B。系統(tǒng)阻力特性曲線由該平臺繪出后，可見該風(fēng)扇在該散熱布置方式下實際工作點為A［19］。

3 散熱布置優(yōu)化

由圖1可知，風(fēng)扇在上述散熱布置方式下易致風(fēng)量不足，一味加大風(fēng)扇將導(dǎo)致系統(tǒng)功耗和成本增加，本研究通過靈活布置散熱器并適應(yīng)機艙緊湊布局要求，進一步提高冷卻系統(tǒng)特性匹配為目標，優(yōu)化該海上雙饋機組的散熱布置設(shè)計，得出3種可行的布置方案。

3.1 布置方案

(1)方案一。機艙內(nèi)左右兩側(cè)各豎向排列2臺，中間緊湊布置5臺，左右對稱，散熱器布置如圖2(a)所示。外部空氣分別從機艙下方和左右兩側(cè)進入散熱通道，與冷卻液熱交換后從后部排出。

(2)方案二。機艙內(nèi)左右兩側(cè)各空間布置3臺，中間橫向并排3臺，散熱器布置如圖3(a)所示。外部空氣分別從機艙下方和左右兩側(cè)進入散熱通道，與冷卻液熱交換后從后部排出。

(3)方案三。機艙內(nèi)左右兩側(cè)各呈45°豎向排列3臺，中間橫向并排3臺，且散熱通道分為左、中、右獨立的三部分，散熱器布置如圖4(a)所示。外部空氣分別從機艙下方和左、右兩側(cè)進入散熱通道，與冷卻液熱交換后從后部排出。

上述3種布置方案與原散熱布置設(shè)計相比，采用機艙兩側(cè)進風(fēng)設(shè)計，散熱器及散熱通道對稱置于傳動鏈兩側(cè)空間內(nèi)，空氣來流可從機艙左側(cè)和右側(cè)進入散熱通道，縮短了傳動鏈末端至機艙尾端的距離，間接優(yōu)化了機艙布局。

3.2 散熱通道CFD

(1)通道模型。本研究將散熱通道內(nèi)的空氣視為不可壓縮流體，選擇非耦合求解器，湍流模型選用標準的κ－ε方程，利用Fluent對散熱通道內(nèi)流場進行分析［20］。本研究通過下列措施簡化模型:①散熱布置具有對稱性，以機艙中心面為對稱面進行分割，取分割后的一部分作為研究對象;②設(shè)置散熱通道入口風(fēng)量值，滿足散熱所需風(fēng)量;③假設(shè)每個散熱通道入口的風(fēng)速相同。

(2)網(wǎng)格劃分。本研究視各散熱通道為異性結(jié)構(gòu)，采用Gambit的混合網(wǎng)格工具對建立的各通道模型進行網(wǎng)格劃分，局部網(wǎng)格進行加密處理。

(3)邊界條件。散熱器所需風(fēng)量已知，散熱通道內(nèi)的空氣為不可壓縮流體，入口邊界選擇Velocityinlet;環(huán)境條件壓力為0 Pa(相對壓力)，流動入口的靜壓為0 Pa，出口邊界選擇Pressure outlet;以機艙中心面為對稱面，切割面選擇Symmetry;其他壁面:Wall。

通過分析上述3種布置方案的散熱通道，布置方案一、布置方案二及布置方案三所對應(yīng)的散熱通道壓力云圖分別如圖2(b)、圖3(b)、圖4(b)、圖4(c)所示。

圖2 布置方案一和通道壓力分布

圖3 布置方案二和通道壓力分布

圖4 布置方案三和通道壓力分布

比較上述3種散熱布置方案中散熱通道的機艙側(cè)面進風(fēng)口與出風(fēng)口壓差及機艙下方進風(fēng)口與出風(fēng)口壓差，可知布置方案三所對應(yīng)的散熱通道阻力最小。

3.3 系統(tǒng)特性匹配

散熱器空氣側(cè)壓降與散熱通道進出口壓差疊加即為風(fēng)扇實際所需克服的系統(tǒng)阻力，本研究利用莫迪溫風(fēng)扇選型平臺繪出布置方案一、布置方案二及布置方案三分別對應(yīng)的系統(tǒng)阻力特性曲線C1、C2和C3，如圖5所示。

圖5 系統(tǒng)特性匹配比較

由圖5可知:系統(tǒng)阻力特性曲線C1與風(fēng)扇特性曲線的交點:靜壓264 Pa，效率67%;系統(tǒng)阻力特性曲線C2與風(fēng)扇特性曲線的交點:靜壓246 Pa，效率69%;系統(tǒng)阻力特性曲線C3與風(fēng)扇特性曲線的交點:靜壓241 Pa，效率71%。系統(tǒng)阻力特性曲線C3與風(fēng)扇特性曲線的工作點最為接近散熱器特性曲線與風(fēng)扇特性曲線的交點B，該工作點風(fēng)扇效率最高。

同理，本研究根據(jù)各布置方案對應(yīng)的系統(tǒng)阻力特性曲線C1、C2、C3由該平臺對風(fēng)扇重新選型，選擇風(fēng)扇900/8 －8/36.5o/PPG/5ZL、風(fēng)扇 900/7 －7/37.5o/PPG/5ZL、風(fēng)扇900/6－6/37.5o/PPG/5ZL 分別對應(yīng)的風(fēng)扇特性曲線 F1、F2、F3，如圖5所示，分析可知風(fēng)扇特性曲線F3與系統(tǒng)阻力特性曲線C3的交點最為接近散熱器特性曲線與風(fēng)扇特性曲線的交點B，且在該平臺上對三者比較，風(fēng)扇功耗:F1＞F2＞F3，風(fēng)扇效率:F1＜F2＜F3。

上述兩方面證明:布置方案三對應(yīng)的散熱器強冷風(fēng)扇效率最高，冷卻系統(tǒng)特性匹配最好，風(fēng)扇選型時可匹配功耗最小的強冷風(fēng)扇，在可行的3種布置方案中為最佳散熱布置方式。

4 結(jié)束語

海上風(fēng)電機組趨于大型化發(fā)展，冷卻系統(tǒng)作為海上風(fēng)電機組的重要組成部分，其匹配設(shè)計是關(guān)鍵。通過研究某MW級海上雙饋機組的散熱布置設(shè)計，本研究得出以下結(jié)論:

(1)可對海上風(fēng)電機組的散熱布置設(shè)計進行優(yōu)化，以尋得冷卻系統(tǒng)特性匹配較好的布置方式;

(2)應(yīng)綜合考慮散熱器和風(fēng)扇的設(shè)計選型，以使散熱布置設(shè)計適應(yīng)冷卻系統(tǒng)的特性匹配;

(3)優(yōu)化海上風(fēng)電機組的散熱布置可提高冷卻系統(tǒng)的散熱效率，降低機組系統(tǒng)功耗，緊湊機艙布局，對大容量海上風(fēng)電機組的冷卻技術(shù)研究具有參考意義。

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本文引用格式:

劉海濤，章雙全，王海龍.海上雙饋機組的散熱布置優(yōu)化研究［J］.機電工程，2014，31(5):634－638.

LIU Hai-tao，ZHANG Shuang-quan，WANG Hai-long.Cooling layout optimization of offshore double － fed wind turbine［J］.Journal of Mechanical＆ Electrical Engineering，2014，31(5):634 －638. 《機電工程》雜志:http://www.meem.com.cn

Cooling layout optimization of offshore double－fed wind turbine

LIU Hai-tao，ZHANG Shuang-quan，WANG Hai-long
(Guodian United Power Technology Co.Ltd.，Beijing 100039，China)

Aiming at the heat loss of the key components as generator increased with the unit capacity of offshore wind turbine continued to increase，and the nacelle must be sealed to prevent salt atmosphere at sea corroding the important parts in the nacelle，more requirements for cooling system design would be met，the relationship of the layout design of some megawatt－class double－fed wind turbine cooling system and the match of cooling system performance was established，the layout design of cooling system was optimized based on the features of the drive train and compact nacelle，F(xiàn)luent software was applied for analyzing the drag of cooling passage corresponding different layout，the match of cooling system performance corresponding different layout was analyzed and compared based on Multi－Wing fan platform，and the optimum layout was selected.The results show that，the optimized cooling layout can improve the efficiency of cooling system，reduce the power loss of wind turbine.It can be referenced for the cooling system design of offshore wind turbine.

offshore wind turbine;cooling system;heat dissipation;optimization;match

TM614;TK83

A

1001－4551(2014)05－0634－05

10.3969/j.issn.1001 －4551.2014.05.020

2013－09－02

劉海濤(1979－)，男，河北邯鄲人，高級工程師，主要從事風(fēng)力發(fā)電、海上風(fēng)電技術(shù)方面的研究.E-mail:heawinstone@126.com

［編輯:李 輝］