空-水冷永磁風力發(fā)電機流固耦合仿真

高 俊，孫曉明，郭洪亮，安忠良

(1.沈陽工業(yè)大學國家稀土永磁電機工程技術研究中心,沈陽 110870;2.沈陽鼓風機通風設備有限責任公司,沈陽 110022)

空-水冷永磁風力發(fā)電機流固耦合仿真

高 俊1，孫曉明2，郭洪亮2，安忠良1

(1.沈陽工業(yè)大學國家稀土永磁電機工程技術研究中心,沈陽 110870;2.沈陽鼓風機通風設備有限責任公司,沈陽 110022)

以一臺1.65 MW，150 r/min的空-水冷永磁風力發(fā)電機為例，建立了電機空-水冷結構的物理模型，采用有限元法對該電機進行了溫度場計算，并分析在計算中某些關鍵參數(shù)變化對溫度場分析計算的影響規(guī)律。通過電機試驗，驗證所述計算方法的準確性；得出了一些有意義的結論，可為永磁同步風力發(fā)電機的設計提供參考。

空-水冷；永磁風力發(fā)電機；溫度場

0 引 言

目前，風力發(fā)電機的發(fā)展趨勢為單機大容量、高功率密度、低成本和高可靠性。發(fā)熱問題始終是制約風力發(fā)電機發(fā)展的首要因素[1-2]。 隨著磁負荷和熱負荷的也越來越高，溫升作為重要性能指標，成為永磁風力發(fā)電機設計中需要重點解決的問題[3-7]。

電機溫升過高將導致繞組絕緣的損壞，對永磁風力發(fā)電機而言，溫升過高容易導致永磁體不可逆退磁，上述由溫升帶來的問題直接影響電機壽命與安全運行。因此，永磁電機中溫升的準確計算非常必要[8-10]。

本文以一臺1.65 MW，150 r/min的空-水冷永磁風力發(fā)電機為例，建立了電機空-水冷結構的物理模型，采用有限元法對該電機進行了溫度場計算。通過對計算結果與實驗數(shù)據(jù)的比較分析，驗證了計算方法的正確性；得出了一些有意義的結論，可為永磁同步風力發(fā)電機的設計提供參考。

1 結構模型

1.1 電機溫度場的數(shù)學模型

對空水冷結構永磁風力發(fā)電機進行三維溫度場進行數(shù)值研究，根據(jù)傳熱學的基本理論，在直角坐標系下，電機內的穩(wěn)態(tài)溫度場三維導熱方程可以表示[11]：

(1)

式中：λx，λy，λz為x,y,z方向的導熱系數(shù)；qv為熱源密度；α為電機對流散熱系數(shù)；Tf為電機周圍流體的溫度。

根據(jù)變分原理，可得等價變分方程:

(2)

對式(2)進行離散化處理，得到的三維溫度場有限元方程：

KT=F

(3)

式中：T為求解域內全部節(jié)點溫度陣列；K，F(xiàn)為總體系數(shù)矩陣和總體右端矢量。

1.2 電機流體場數(shù)學模型

電機冷卻系統(tǒng)中，流體的流動控制方程可表示[12]：

(1)流體質量守恒方程

質量守恒方程：

(4)

式中：ux，uy，uz為在x，y，z方向上速度矢量u的分量。

(2)流體動量守恒方程

動量守恒同樣作為流體流動必須遵守的基本方程：

(5)

(6)

(7)

式中：p為流體微元體上的壓力。

(3)流體湍流方程

對于不可壓縮流體，標準k-ε模型可以表示：

(8)

(9)

(10)

式中：μt為湍動粘度，i，j為下標，i,j=x,y,z且i≠j。

1.3 電機通風冷卻結構

本文以一臺空-水冷中型異步電機為例進行研究，電機的基本數(shù)據(jù)見表1。

該電機采用單路軸向冷卻通風系統(tǒng)，風罩位于電機外側，為將冷熱風分開，在通風系統(tǒng)中采用隔板。通過風罩上端的兩臺離心風機向電機內提供冷卻氣體，冷卻氣體進入電機后，首先冷卻一側定子線圈端部，然后冷卻氣體沿軸向流動且分成3路，經(jīng)由定子鐵心背部通風孔、氣隙、磁極間隙流向電機另一側，對電機另一側線圈進行冷卻。由于冷卻氣體不斷與電機內發(fā)熱構件進行熱交換，導致冷卻氣體溫度不斷升高，為降低冷卻氣體的溫度，其與風罩上的水冷卻器進行熱交換，再經(jīng)由冷卻器與風機間的連接管流入風機進入電機內部，形成強迫通風。本文設計的通風系統(tǒng)風路如圖1所示。

表1 電機基本參數(shù)

圖1 空-水冷卻系統(tǒng)

2 基本假設與求解區(qū)域的確定

2.1 基本假設與求解區(qū)域的確定

基于電機冷卻結構以及電機內的流體特性，在溫升計算中作出如下假設：(1) 電機穩(wěn)定運行，冷卻系統(tǒng)內風路冷卻空氣連續(xù)、穩(wěn)定、密閉循環(huán)；(2) 空氣流動速度遠小于風速，即空氣馬赫數(shù)較小，為不可壓流體；(3) 空氣雷諾數(shù)較大，處于湍流狀態(tài)，計算模型選擇標準κ-ε模型。

同樣，根據(jù)電機結構加上如下邊界條件：(4) 考慮對稱性，電機取1/6模型。在切面上端蓋、機殼、定子部分加對稱邊界條件，空氣部分由于考慮轉子旋轉的影響，加周期性邊界條件；(5) 給定環(huán)境溫度為27℃(300 K)，轉子給定轉速150 r/min；(6) 裝配間隙選擇永磁體和轉子鐵心間裝配間隙為0.2 mm，定子鐵心和機殼間裝配間隙為0.065 mm。

2.2 求解區(qū)域的確定

由于電機模型復雜，計算規(guī)模大，取1/6模型為計算對象。計算時考慮了轉子旋轉的影響。求解區(qū)域如圖2所示。

圖2 計算模型

3 電機的損耗分布

電機各部分損耗，見表2。

表2 電機各部分損耗

根據(jù)電機各部分的實際體積，將各種損耗進行細分，損耗分配如圖3所示。

圖3 電機各部分損耗分布

其中軸承損耗，可根據(jù)式(11)求出：

Pbr=1.03mbn

(11)

式中：n為電機的轉速；mb為摩擦力矩。

mb=0.0015GrDsh/2

(12)

式中：Gr為轉子重量；Dsh為軸承內圈直徑。

除軸承損耗外的機械耗賦給電機內的空氣。

電機各部位的生熱率，見表3。

表3 電機各部分的生熱率

4 仿真分析和實驗驗證

4.1 流-固耦合溫升仿真結果

圖4為電機繞組溫度分布情況。電機的最高溫升為74.5 K，最高溫升位置在繞組中間靠近驅動側出風口的位置，這是由于繞組端部位置受到冷卻風的吹拂而易于散熱。繞組在非驅動側靠近機殼入風口的位置溫升較低，最低溫升為45.8 K。繞組的平均溫升約為60 K。

圖4 電機繞組溫升分布

圖5為算得電機整機溫度分布(包括氣體部分)。從圖中可以看出，冷卻氣體流出電機時溫升約為20 K，且由于受到轉子旋轉的影響，出風口處冷卻氣體存在旋流現(xiàn)象。

圖5 整機溫升分布

4.2 計算結果與試驗數(shù)據(jù)對比

表4所示計算結果與試驗數(shù)據(jù)的對比。

表4 溫升計算結果對比

由表4可知，定子繞組溫升計算結果與試驗結果基本吻合，誤差僅為4%。永磁體溫升計算值與試驗值誤差為9.0%，相差約6 K，分析是由于流-固耦合計算時，轉子幅板建成了等寬直板，加強了轉子散熱能力，而實際設計中越靠近軸的位置越窄，與實際設計相比轉子散熱容易，故而實際永磁體的溫升略高于計算值。

4.3 電機通風位置的變化對電機的影響

本文分析了不同出、入風口位置變化時，系統(tǒng)流速及溫度的變化情況。在計算時保證孔出、入風口的面積、系統(tǒng)的總流量不變。電機不同出入、風口的排布情況，如圖6～圖9所示。其中徑向位置指出、入風口設置在機殼圓周上；軸向位置指出、入風口設置在端蓋側方。

圖6 徑向進徑向出圖7 軸向進軸向出

圖8 徑向進軸向出圖9 軸向進徑向出

電機采用不同進出口位置時各部分的流速分配如圖10所示。由圖10可以看出，四種不同情況變化，對定子通風孔流速的影響很小，均保持在18 m/s，而氣隙與極間間隙處的流速分別為9.15 m/s，8.79 m/s，8.68 m/s和8.47 m/s，最大風速差別為7.4%。

圖10 不同通風位置電機的流速分配情況

圖11所示為不同通風位置時，電機永磁體及定、轉子表面的溫升變化情況?？梢钥闯?，通風位置變化時，電機各部分的溫升逐漸升高。其中永磁體的溫升分別為48.7 K，51.5 K，56.4 K和59.6 K，溫升最大差別為18.7%。轉子外表面的溫升分別為48.6 K，51.4 K，56.3 K和59.5 K，溫升最大差別為18.3%。定子內表面的溫升分別為55.3 K，58.9 K，59.9 K和64.0 K，溫升最大差別為13.5%。

圖11 不同通風位置電機氣隙處的溫度分布

從以上計算可以看出，由于定子通風孔風阻遠小于氣隙，出入風口的位置變化并不會改變風量主要從定子通風孔中流過的流量分布狀態(tài)，定子通風孔風速變化較小。但對于流截面較小的氣隙位置，總風量分配的微小改變會較為顯著地影響其流過的冷卻風流量及其流速，影響轉子部分的散熱效果。此時，氣隙冷卻風的減少直接造成轉子散熱困難、溫升升高，并且有更多的轉子熱量需要通過定子散出，同時造成溫升升高的結果。

4.4 不同流量分配對電機溫升的影響

定子通風孔高度變化影響電機通風系統(tǒng)在發(fā)電機內部的風量分配。為了使電機冷卻系統(tǒng)達到最優(yōu)，實現(xiàn)電機內各部分風量的合理分配，本文對不同通風孔尺寸進行比較分析，分析過程中，保持系統(tǒng)總風量不變，分析結果見表5。

表5 不同流量分配對繞組溫升的影響

由表5可知，當通風孔尺寸逐漸增大時，定子通風孔流量隨之增大，但其增加速度小于通風孔過流面積的增加速度，因此通風孔內的風速降低。同時氣隙和極間間隙中的流量也逐漸減小，但其過流面積沒有變化，其風速亦降低，從而系統(tǒng)的冷卻能力降低，繞組的溫升逐漸升高。

5 結 語

本文對以一臺1.65 MW，150 r/min的空-水冷永磁風力發(fā)電機雙轉子電機進行了流-固耦合分析，得到以下結論：

1) 通過溫度場分析計算可以得出該結構電機的最高溫升出現(xiàn)在繞組中間靠近驅動側出風口的位置，繞組最低溫升出現(xiàn)在入風口的位置。繞組最高溫升和最低溫升差別高達38.5%。

2) 不同通風位置改變，對定子通風孔內風速影響較小。但對于流截面較小的氣隙位置，通風位置的改變會較為顯著地影響其流過的冷卻風流速，由徑向通風改為軸向通風，氣隙位置風速可增加10%左右。

3) 電機溫升的計算結果與試驗結果基本吻合，論證了本文所采用的求解模型及計算方法正確。

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Thermal Analysis and Calculation for Air-Water Cooled Permanent Magnet Wind Generators

GAOJun1，SUNXiao-ming2，GUOHong-liang2，ANZhong-liang1

(1.Shenyang University of Technology National Engineering Research Center for Rare-earth Permanent Magnet Machines,Shenyang 110870,China;2.Shenyang Blower Works Group Co.,Ltd.,Shenyang 110022,China

An 1.65 MW, 150 r/min of air-water cooled permanent magnet wind generator was built in the experiments. The physical model of motor with air-water cooling structure was established. The temperature of the motor was calculated by finite element method. The influence of some key factors on temperature was analyzed. According to the comparing of the calculated results and experimental data, verifies the correctness of the calculation method and some meaningful conclusions are obtained. It is the reference for the design of permanent magnet synchronous generator.

air-water cooling; permanent magnet wind generator; thermal field

2016-05-13

劉細平(1976-)， 男，博士，教授，研究方向為稀土永磁電機設計、風力發(fā)電及其相關控制。

TM315；TM351

A

1004-7018(2016)12-0020-04