3 MW空-空冷雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)內(nèi)部流動(dòng)與傳熱特性的數(shù)值模擬與試驗(yàn)研究

王建勛, 霍永強(qiáng), 武永和, 劉軍婷, 張建麗

(1.中車永濟(jì)電機(jī)有限公司,陜西 西安 710016；2.西安中車電氣研究院，陜西 西安 710016；3.西安中車永電捷力風(fēng)能有限公司，陜西 西安 710016)

0 引 言

隨著2035年遠(yuǎn)景目標(biāo)的提出，中國繼續(xù)推動(dòng)綠色發(fā)展，注重能源的清潔、低碳、安全、高效利用。風(fēng)電是一種重要的清潔能源。近年來，風(fēng)力發(fā)電機(jī)開啟了搶裝潮，風(fēng)機(jī)功率也在逐步擴(kuò)大，電磁負(fù)荷隨之不斷增加。溫升是制約風(fēng)力發(fā)電機(jī)功率提升的主要因素，溫升過高會(huì)導(dǎo)致絕緣等級不夠或使發(fā)電機(jī)壽命驟減，因此對溫升的研究至關(guān)重要。

國內(nèi)外學(xué)者對大中型異步電機(jī)的溫升做了大量的研究，并取得了很多成果。胡俊輝等[1-2]提出了大中型異步電機(jī)軸向、徑向和混合通風(fēng)的等效風(fēng)路網(wǎng)格，研究了電機(jī)在復(fù)雜通風(fēng)條件下的溫升。2011年，丁樹業(yè)等[3]對大功率雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)選取1/7圓周模型進(jìn)行了溫度場數(shù)值研究。隨后丁樹業(yè)等[4-5]還以一臺(tái)2.5 MW永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)為研究對象，采用有限體積法對一個(gè)定子齒距的模型進(jìn)行流場及溫度場研究，并利用實(shí)測溫升數(shù)據(jù)驗(yàn)證了計(jì)算結(jié)果的正確性。劉木清[6]以一臺(tái)3.6 MW雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例，運(yùn)用等效電路法對其進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)分析。

2014年張振海[7]選取1/12模型對異步電機(jī)的損耗計(jì)算、流場和溫度場進(jìn)行了研究，同時(shí)探討了不同加載方式、空載和負(fù)載、不同風(fēng)速、不同雜散損耗加載方式等對電機(jī)溫度場的影響。丁樹業(yè)等[8]以一臺(tái)50 kW表貼式永磁同步電機(jī)為例，對變頻供電情況下的永磁同步驅(qū)動(dòng)電機(jī)內(nèi)部流場及溫度場進(jìn)行了數(shù)值研究，并且通過與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比驗(yàn)證了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。董劍寧等[9]概述了現(xiàn)有文獻(xiàn)中高中速永磁電機(jī)定轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)及所用材料，同時(shí)歸納了定子鐵耗、銅耗、轉(zhuǎn)子渦流損耗和風(fēng)摩損耗的計(jì)算方法，對比分析了不同溫升計(jì)算方法。

2015年胡田[10]研究了大中型電機(jī)的流場及溫度場。2016年魏靜微等[11]選取1/12物理模型運(yùn)用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算溫度場。2018年王曉遠(yuǎn)等[12]對定子水套水冷通道的寬度和高度之比進(jìn)行了3個(gè)方案的對比，找出了最優(yōu)比例。上官璇峰等[13]通過給出溫度場模型的假設(shè)條件、散熱系數(shù)和氣隙的等效傳熱系數(shù)建立溫度場三維模型并進(jìn)行了分析。

2019年丁樹業(yè)等[14]以一臺(tái)5 MW雙饋電機(jī)為研究對象，采用有限體積法對該電機(jī)進(jìn)行了流場及溫度場數(shù)值模擬。韓力等[15]以一臺(tái)10 MW空冷實(shí)心轉(zhuǎn)子感應(yīng)電機(jī)為例，將最初“兩進(jìn)一出”的通風(fēng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化為“三進(jìn)兩出”的結(jié)構(gòu)。朱高嘉等[16]以一臺(tái)1.65 MW強(qiáng)迫風(fēng)冷直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例，數(shù)值分析了發(fā)電機(jī)內(nèi)的流場和溫度場，同時(shí)針對該電機(jī)外接風(fēng)機(jī)而占用系統(tǒng)空間的問題，提出了一種由轉(zhuǎn)子輻板支架作為離心式風(fēng)扇驅(qū)動(dòng)冷卻的全封閉自循環(huán)風(fēng)冷系統(tǒng)。

2020年徐起連等[17]以一臺(tái)異步風(fēng)力發(fā)電機(jī)為研究對象，對電機(jī)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算并與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比，進(jìn)而對電機(jī)通風(fēng)道布置方案進(jìn)行了優(yōu)化。

綜合上述文獻(xiàn)發(fā)現(xiàn)：對整機(jī)近真實(shí)模型附帶空冷器進(jìn)行整機(jī)三維溫度場仿真的研究較少。真實(shí)電機(jī)的邊界條件并不完全對稱，且繞組的端部比較復(fù)雜，轉(zhuǎn)子繞組在端部有無緯帶包扎，而文獻(xiàn)中大部分選取周期性模型且繞組端部做直線化處理進(jìn)行研究，與實(shí)際有一定的誤差。為此，本文以一臺(tái)3 MW空-空冷雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)為研究對象，通過近真實(shí)整機(jī)建模，保證仿真模型與真實(shí)模型高度一致。在仿真之后與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，為后續(xù)新電機(jī)設(shè)計(jì)提供可靠的仿真數(shù)據(jù)和設(shè)計(jì)方案。

1 數(shù)學(xué)物理模型及控制方程

1.1 物理模型

圖1所示為該3 MW空-空冷雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)(以下簡稱電機(jī))的冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)。圖2所示為求解域物理模型。

圖1 風(fēng)力發(fā)電機(jī)冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

圖2 求解域物理模型

圖1中頂部為空-空換熱器，換熱管為橢圓鋁管采用叉排排布，共920根，左側(cè)為2個(gè)離心風(fēng)機(jī)，將冷卻空氣從左端經(jīng)換熱管進(jìn)行換熱，把管外熱量帶走，從右端出風(fēng)。該風(fēng)路稱為二次側(cè)風(fēng)路，簡稱二次風(fēng)。熱空氣從電機(jī)中部定子鐵心徑向通風(fēng)道出來，流經(jīng)空冷器換熱，再從電機(jī)傳動(dòng)端和非傳動(dòng)端進(jìn)入電機(jī)形成內(nèi)循環(huán)。該風(fēng)路稱為一次側(cè)風(fēng)路，簡稱一次風(fēng)。

1.2 控制方程

對電機(jī)流動(dòng)傳熱的數(shù)值模型做如下簡化假設(shè)：計(jì)算區(qū)域的流動(dòng)與換熱是時(shí)均穩(wěn)態(tài)的；流動(dòng)黏性耗散忽略不計(jì)；流動(dòng)是不可壓縮流動(dòng)；流體在壁面沒有滑移；電機(jī)外表面認(rèn)為是絕熱邊界，電機(jī)內(nèi)部流動(dòng)為湍流流動(dòng)，用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型進(jìn)行求解。依據(jù)這些假設(shè)，寫出電機(jī)內(nèi)部流動(dòng)與傳熱的控制方程[18]。

質(zhì)量守恒方程：

(1)

動(dòng)量方程：

(2)

式中：Γ1=μ+μt。

能量方程：

(3)

式中：Γ2=λ/cp+μt/σT。

μt方程：

(4)

k方程：

(5)

ε方程：

(6)

且有：

(7)

導(dǎo)熱微分方程：

(8)

上述控制方程中ρ為流體密度；μ為動(dòng)力黏度；p為流體上的壓力；cp為流體定壓比熱容；λ為流體導(dǎo)熱系數(shù)；T為溫度；C1、C2、Cμ、σk、σε、σT均為常數(shù)；λx、λy、λz為固體材料沿x、y、z方向的導(dǎo)熱系數(shù)；Φ為單位體積中內(nèi)熱源。

1.3 邊界條件

該電機(jī)通風(fēng)方式為自通風(fēng)，傳動(dòng)端、非傳動(dòng)端的混流風(fēng)扇和轉(zhuǎn)子徑向通風(fēng)溝的離心風(fēng)扇串聯(lián)，流體將電機(jī)熱量帶到頂部空冷器進(jìn)行熱量交換后，再次從傳動(dòng)端、非傳動(dòng)端進(jìn)入電機(jī)形成內(nèi)循環(huán)，故該求解域不存在單純的進(jìn)出口。其余邊界條件做如下說明：

(1) 求解域內(nèi)流-固接觸面設(shè)置為無滑移邊界，流-固和固-固接觸面均設(shè)置為耦合面。

(2) 不考慮機(jī)座外表面散熱，認(rèn)為電機(jī)熱量全部由內(nèi)循環(huán)流體帶走，機(jī)座外表面設(shè)置為絕熱邊界。

(3) 轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)采用多重旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系進(jìn)行模擬，轉(zhuǎn)子鐵心、轉(zhuǎn)子繞組、轉(zhuǎn)軸等旋轉(zhuǎn)部件與流體接觸面設(shè)置為旋轉(zhuǎn)壁面。

(4) 環(huán)境溫度26.1 ℃。

(5) 空冷器管內(nèi)流體(二次風(fēng))未參與仿真計(jì)算，通過管槽內(nèi)湍流強(qiáng)制對流傳熱關(guān)聯(lián)式Gnielinski公式[19]計(jì)算表面對流換熱系數(shù)，最終以等壁溫的形式加載在管子的外壁面。其中二次風(fēng)流量通過試驗(yàn)測得，在空-空換熱器的(二次風(fēng))出風(fēng)端進(jìn)行布點(diǎn)。布點(diǎn)如圖3所示，共布置32個(gè)測點(diǎn)，測量各點(diǎn)的速度，得到二次風(fēng)的流量。

圖3 二次風(fēng)出口測速布點(diǎn)

1.4 Φ的確定方法

電機(jī)熱損耗通過電磁仿真計(jì)算獲得并經(jīng)過試驗(yàn)驗(yàn)證損耗值，對此本文不做詳細(xì)介紹。將電磁計(jì)算的損耗分布及損耗值進(jìn)行加載。各損耗值如表1所示。該損耗為額定工況下的電磁損耗。

表1 風(fēng)力發(fā)電機(jī)損耗 kW

1.5 電機(jī)基本參數(shù)

該3 MW電機(jī)基本參數(shù)如表2所示。

表2 風(fēng)力發(fā)電機(jī)的基本參數(shù)

2 數(shù)值結(jié)果及試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格劃分

對圖2三維求解域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。其中發(fā)電機(jī)以非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格為主，頂部空冷器以結(jié)構(gòu)網(wǎng)格為主，將定轉(zhuǎn)子氣隙、定轉(zhuǎn)子繞組端部、無緯帶進(jìn)行局部加密處理，同時(shí)對流體近壁面網(wǎng)格進(jìn)行加密?？偩W(wǎng)格數(shù)量約為5×107，網(wǎng)格正交性0.04，滿足工程計(jì)算要求。圖4為最終劃分完成的網(wǎng)格圖。

圖4 求解域網(wǎng)格圖

2.2 試驗(yàn)方法

圖5所示為3 MW空-空冷雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)樣機(jī)。為了驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，進(jìn)行樣機(jī)額定工況下的溫升試驗(yàn)，即功率PN=3 100 kW，電壓U=690 V，轉(zhuǎn)速nN=1 750 r/min，功率因數(shù)cosφ=1。

圖5 3 MW空-空冷雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)樣機(jī)

通過電阻法和埋置檢溫計(jì)(ETD)法2種方法進(jìn)行測試，測試方法和過程均參照相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的要求。圖6為定子繞組周向3個(gè)測溫點(diǎn)埋置的位置，其中12號槽測U相繞組，17號槽測V相繞組，22號槽測W相繞組。圖7中A點(diǎn)為定子繞組軸向測溫位置。

圖6 定子繞組周向測溫點(diǎn)埋置位置

圖7 定子繞組軸向測溫點(diǎn)埋置位置(mm)

2.3 仿真與試驗(yàn)對比

表3為電阻法測試值與仿真值對比，表4為ETD法測試值與仿真值對比。

表3 溫升的電阻法測試值與仿真值對比 K

表4 溫升的ETD法測試值與仿真值對比 K

從表3可以看出，定、轉(zhuǎn)子繞組平均溫升的仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果非常吻合，誤差在3 K以內(nèi)。表4中各相定子繞組溫升仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的最大誤差為4.2 K。通過仿真與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比，說明了仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性及仿真方法的可靠性。

3 數(shù)值結(jié)果分析

3.1 流場及溫度場結(jié)果

仿真分析的環(huán)境溫度、工況與試驗(yàn)環(huán)境溫度(26.1 ℃)、工況相同。對電機(jī)內(nèi)部流場和溫度場進(jìn)行分析，如圖8和圖9所示。

圖8 截面溫度云圖

圖9 截面速度云圖

圖8為電機(jī)縱截面的溫度云圖，呈現(xiàn)兩端低、中間高的趨勢，因?yàn)槔鋮s空氣從電機(jī)兩端進(jìn)入，從中間流出。圖9為電機(jī)(包括空冷器)縱截面內(nèi)部流場分布云圖，可以看出，在定轉(zhuǎn)子氣隙處速度較大，速度大小與轉(zhuǎn)子外表面線速度吻合。

為了更直觀地觀察電機(jī)關(guān)鍵部件的溫度分布，將定子繞組、定子鐵心、轉(zhuǎn)子繞組、轉(zhuǎn)子鐵心的三維溫度云圖分別進(jìn)行展示，如圖10～圖13所示。

圖10 定子繞組溫度云圖

圖11 定子鐵心溫度云圖

圖12 轉(zhuǎn)子繞組溫度云圖

圖13 轉(zhuǎn)子鐵心溫度云圖

圖10為定子繞組三維全域的溫度云圖，可以看出繞組兩端溫度低、中間溫度高，與理論結(jié)果相吻合。圖11為定子鐵心三維全域的溫度云圖，溫度趨勢與繞組保持一致，鐵心兩端壓板溫度最低，由于低溫流體先流經(jīng)此處，隨著流體經(jīng)過轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔后逐漸被加熱，從徑向通風(fēng)溝流出，溫度逐漸上升。圖12為轉(zhuǎn)子繞組全域的溫度云圖，溫度同樣呈現(xiàn)兩端低、中間高的趨勢，在端部由于有無緯帶綁扎，流體無法從繞組間隙流過，同時(shí)無緯帶的導(dǎo)熱系數(shù)低，導(dǎo)致在包扎無緯帶處的溫度較高。圖13為轉(zhuǎn)子鐵心全域的溫度云圖，溫度同樣呈現(xiàn)中間高、兩端相對較低的趨勢。

3.2 一次風(fēng)流量

表5為通過數(shù)值模擬獲得的風(fēng)力發(fā)電機(jī)內(nèi)循環(huán)風(fēng)流量值。

表5 一次風(fēng)流量值 kg·s-1

從表5可以看出，一次側(cè)風(fēng)流量為3.34 kg/s，其中從傳動(dòng)端(外風(fēng)路進(jìn)風(fēng)端)進(jìn)入流量為1.63 kg/s，從非傳動(dòng)端進(jìn)入流量為1.71 kg/s。非傳動(dòng)端進(jìn)口距離比傳動(dòng)端大，但兩端流量差值不大，流量分配與空間距離相匹配。

3.3 轉(zhuǎn)子18檔流量分布

流體從轉(zhuǎn)子鐵心18檔通風(fēng)道進(jìn)入定子鐵心的18檔通風(fēng)道，從定子鐵心流出進(jìn)入頂部空冷器。探究轉(zhuǎn)子18檔通風(fēng)道內(nèi)流量的分配，仿真計(jì)算各通風(fēng)道的流量值如表6所示。

表6 轉(zhuǎn)子18檔通風(fēng)道質(zhì)量流量

為了更直觀地呈現(xiàn)表6中的數(shù)據(jù)，以曲線圖的形式展示轉(zhuǎn)子鐵心通風(fēng)道流量的變化，如圖14所示。

圖14 轉(zhuǎn)子鐵心通風(fēng)道流量的變化

從圖14可以看出流量分配呈現(xiàn)中間高、兩端低的基本對稱的狀態(tài)。因?yàn)橛幸徊糠至黧w從定子繞組的端部進(jìn)入電機(jī)中間位置，速度方向與從定子鐵心出來的流體速度方向有一夾角，增大了第一檔和最后一檔及附近出風(fēng)阻力，所以兩側(cè)流量分配較少。

4 結(jié) 語

本文對一臺(tái)3 MW空-空冷雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)進(jìn)行了近真實(shí)整機(jī)三維溫度場仿真，并且與試驗(yàn)進(jìn)行了對比，對電機(jī)內(nèi)部流場和溫度場進(jìn)行了分析，同時(shí)仿真計(jì)算了轉(zhuǎn)子18檔通風(fēng)道的質(zhì)量流量值。得到如下結(jié)論：

(1) 仿真結(jié)果與用繞組法測量的試驗(yàn)結(jié)果相比,誤差均在3 K范圍之內(nèi)，與用ETD法測量的結(jié)果相比,誤差在5 K范圍之內(nèi)，說明仿真方法準(zhǔn)確可靠。這為新電機(jī)在樣機(jī)試制前的分析提供了理論支撐和依據(jù)。

(2) 電機(jī)一次側(cè)的總風(fēng)流量為3.34 kg/s，且總風(fēng)量在非傳動(dòng)端和傳動(dòng)端的流量分配基本保持均衡，與兩端物理尺寸相匹配。

(3) 電機(jī)轉(zhuǎn)子18檔通風(fēng)道的流量呈現(xiàn)中間高、兩端低的趨勢，且兩端基本對稱。