兆瓦級模塊化永磁風(fēng)力發(fā)電機 定子冷卻系統(tǒng)設(shè)計與分析

金明成，劉繼成

（國家電網(wǎng)有限公司東北分部，遼寧 沈陽 110180）

目前，得益于優(yōu)異的地理位置，我國一年四季均有季風(fēng)活躍，海上風(fēng)能資源十分豐富，在近海海域，年平均風(fēng)速基本保持在7.0～8.5 m/s，十分適合大規(guī)模海上風(fēng)電開發(fā)。經(jīng)過這幾年發(fā)展，國內(nèi)的海上風(fēng)電已經(jīng)取得重大突破。

永磁直驅(qū)發(fā)電機具有可靠性高、維護量小、效率高、低電壓穿越性能好的優(yōu)點[1]，風(fēng)力發(fā)電機永磁直驅(qū)化已成為當(dāng)前風(fēng)電發(fā)展的主要趨勢[2]。

隨著流固耦合理論的發(fā)展，以及有限元計算方法在電機仿真技術(shù)方面的成熟[3-5]，針對兆瓦級永磁發(fā)電機的冷卻系統(tǒng)研究已經(jīng)取得了一些成果。曲榮海[6]對1臺1.6 MW的分?jǐn)?shù)槽集中繞組永磁風(fēng)力發(fā)電機的流場與溫度場進行研究，分析了風(fēng)道對風(fēng)冷散熱效果的影響。朱高嘉等[7]對1種1.65 MW永磁風(fēng)力發(fā)電機的全封閉式自循環(huán)風(fēng)冷系統(tǒng)進行分析，對比了不同冷卻結(jié)構(gòu)尺寸下的散熱性能。張鳳閣 等[8]對1.12 MW高速永磁發(fā)電機的3種散熱方案進行分析，并驗證其仿真分析的正確性。丁樹業(yè)等[9]以3 MW永磁風(fēng)力發(fā)電機為例，研究了不同徑向通風(fēng)結(jié)構(gòu)方案的冷卻特性。

對于兆瓦級大功率模塊化永磁發(fā)電機，具有溫升高、體積大和模塊化的特點，傳統(tǒng)冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)很難同時滿足發(fā)電機的結(jié)構(gòu)特點、冷卻要求和經(jīng)濟性。因此，本文設(shè)計了一種定子通道式水冷方案，以一種采用外轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的3.2 MW模塊化永磁直驅(qū)發(fā)電機冷卻系統(tǒng)為例進行研究，并與殼套式水冷方案和定子軸向風(fēng)冷方案進行對比，分析不同冷卻系統(tǒng)方案的冷卻效果和經(jīng)濟性。

1 模塊化永磁直驅(qū)發(fā)電機參數(shù)及結(jié)構(gòu)

1.1 模塊化永磁直驅(qū)發(fā)電機參數(shù)

本文所涉及3.2 MW模塊化永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機整體結(jié)構(gòu)如圖1所示，電機有88極和288槽，額定電壓為345 V，額定轉(zhuǎn)速為14.50 r/min，額定轉(zhuǎn)矩為2193.50 kN·m。

圖1 模塊化永磁風(fēng)力發(fā)電機結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structural diagram of the modular permanent magnet generator

由于大功率直驅(qū)發(fā)電機轉(zhuǎn)速一般較低，為達到額定頻率，發(fā)電機需要增加磁極對數(shù)，為增加永磁磁極安裝空間，并增強磁極安裝結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，本文發(fā)電機轉(zhuǎn)子選用外轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)。大功率發(fā)電機的體積很大，同時永磁風(fēng)力發(fā)電機通常為扁圓形，直徑很大，整體運輸具有很大的困難。為方便定子運輸、裝配和改善制造工藝，本文所研究3.2 MW永磁直驅(qū)發(fā)電機采用模塊化結(jié)構(gòu)。該結(jié)構(gòu)定子整體由多個定子模塊拼接組成，單個定子模塊具有完整的磁路。但模塊化設(shè)計會阻斷發(fā)電機冷卻系統(tǒng)的通道，對冷卻系統(tǒng)的設(shè)計產(chǎn)生不利影響。

1.2 模塊化永磁直驅(qū)發(fā)電機結(jié)構(gòu)

永磁直驅(qū)發(fā)電機在運行過程中會產(chǎn)生損耗，并以熱的形式表現(xiàn)出來，當(dāng)發(fā)電機局部溫度過高時，會降低發(fā)電效率。而且，當(dāng)永磁體溫度過高時可能造成其不可逆失磁，因此需對其散熱結(jié)構(gòu)進行設(shè)計。根據(jù)冷卻介質(zhì)劃分，風(fēng)力發(fā)電機的冷卻形式主要有空冷和水冷2種，這2種形式分別具有不同的冷卻結(jié)構(gòu)。

空冷結(jié)構(gòu)的冷卻通道通常位于定子槽和氣隙內(nèi)，通過風(fēng)壓元件實現(xiàn)強迫風(fēng)冷，根據(jù)風(fēng)道方向分為軸向通風(fēng)和混合通風(fēng)，本文選擇軸向風(fēng)冷方式作為對比方案。水冷結(jié)構(gòu)根據(jù)水道結(jié)構(gòu)分為螺旋通道和直槽通道，螺旋通道阻力較小，但通道較長，容易造成電機兩側(cè)的溫度差，直槽通道則不容易造成溫度差。水冷結(jié)構(gòu)設(shè)計時，需通過將水套包圍在電機外側(cè)建立水流通道，對于外徑較小的電機而言比較容易實現(xiàn)，但對于大直徑的永磁直驅(qū)發(fā)電機則需要大功率的水泵進行驅(qū)動。同時，由于模塊化電機具有易拆卸、易維修的優(yōu)點，而螺旋通道難以與定子模塊進行配合，發(fā)揮定子模塊的優(yōu)勢，因此本文選擇直槽殼套式水冷方式作為對比方案。

為兼顧冷卻效果和經(jīng)濟性，根據(jù)大功率模塊化永磁直驅(qū)發(fā)電機的結(jié)構(gòu)特點，本文設(shè)計了一種定子通道式水冷方案，在定子鐵心與固定架構(gòu)之間裝設(shè)水冷通道，并利用海水進行冷卻。本方案采用分段直槽通道，每段冷卻通道與1個定子模塊進行配合冷卻，可具有易維修、周向溫差小的優(yōu)點。同時，采用海水作為冷卻介質(zhì)，不必在機艙內(nèi)裝設(shè)較大的蓄水箱和循環(huán)水散熱裝置，大大降低了冷卻系統(tǒng)在機艙的占用空間。該方案對定子鐵心內(nèi)磁場分布會產(chǎn)生一定影響，但通過合理設(shè)計可以緩解，3種冷卻方案的結(jié)構(gòu)示意如圖2所示。

圖2 冷卻系統(tǒng)設(shè)計方案Fig.2 Design scheme of the cooling system

2 永磁直驅(qū)發(fā)電機冷卻系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

2.1 數(shù)學(xué)求解模型

根據(jù)質(zhì)量守恒、動量守恒、能量守恒定理，冷卻通道內(nèi)流動與傳熱過程三維非穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型控制方程如下[10-11]。

1）連續(xù)性方程：

式中：ρf為流體密度；t為時間。

2）動量傳輸方程：

式中：xj為j方向的傳熱距離；ui、uj分別為在i和j方向的速度；pij為表面靜壓；gi為流體在i方向的體積作用力；fj為作用在單位流體上的反方向阻力；Si為源項。

3）固相區(qū)域控制方程：

式中：ρs為固體密度；λs為固體導(dǎo)熱系數(shù)；Ts為固體溫度；H為顯焓。

2.2 幾何求解模型

本文選用永磁直驅(qū)發(fā)電機冷卻結(jié)構(gòu)均為軸對稱模型，由于其傳熱過程主要是徑向傳熱，其周向傳熱幾乎無差別，為簡化幾何模型，本文取電機1個定子模塊對應(yīng)弧度和全軸長為求解模型。3種冷卻系統(tǒng)方案幾何求解模型如圖3所示，所涉及發(fā)電機各組件材料熱屬性見表1。

圖3 冷卻系統(tǒng)方案幾何求解模型Fig.3 Geometric solution model of the cooling system scheme

表1 發(fā)電機各組件材料熱屬性Tab.1 Thermal properties of the materials of each component

2.3 邊界條件

該永磁直驅(qū)發(fā)電機的熱源主要來自定子鐵損、定子銅損、機械損耗和其他損耗[12-13]，通過計算可得發(fā)電機運行時各部分損耗功率見表2。

表2 發(fā)電機運行時各部分損耗功率Tab.2 Power loss of the generator

由表2可以看出，永磁直驅(qū)發(fā)電機的熱源主要為定子銅損，占發(fā)電機發(fā)熱總功率的73%。因此，本文主要研究定子銅損發(fā)熱的影響。經(jīng)計算可得，定子繞組的單位體積功率為165.30 kW/m3。此外，對繞組進行簡化處理，將槽內(nèi)銅線簡化為1根導(dǎo)熱棒，氣隙內(nèi)采用等效導(dǎo)熱系數(shù)法對空氣的對流傳熱進行等效[14-15]，經(jīng)計算氣隙內(nèi)空氣等效導(dǎo)熱系數(shù)為0.53 W/(m·K)。

根據(jù)發(fā)電機冷卻結(jié)構(gòu)的特點和傳熱特性，其余邊界條件如下。

1）冷卻通道入口為速度邊界，入口溫度為20 ℃；

2）冷卻通道出口為壓力邊界；

3）周向兩側(cè)為對稱邊界；

4）求解模型上、下側(cè)和軸向兩側(cè)為對流散熱面，給定恒定對流換熱系數(shù)為10 W/(m2·K)。

3 求解模型

3.1 不同冷卻方案對發(fā)電機溫度場影響分析

基于上述分析模型，對不同冷卻結(jié)構(gòu)進行溫度場分析，由于冷卻介質(zhì)和冷卻通道位置的不同，發(fā)電機的溫度分布存在很大差異，因此本文將主要研究通道位置和冷卻介質(zhì)對大功率永磁發(fā)電機冷卻效果的影響。為具體分析發(fā)電機的冷卻效果，本文對不同冷卻方案下發(fā)電機的徑向、軸向和周向溫升進行分析，分別在發(fā)電機的徑向位置、軸向定子、軸向永磁體、軸向轉(zhuǎn)子位置和周向位置采樣。圖4為發(fā)電機溫度采樣線位置。

圖4 發(fā)電機溫度采樣線位置Fig.4 Location of temperature sampling line of the generator

圖5為不同冷卻方案發(fā)電機三維溫度場。由圖5a)無冷卻時發(fā)電機溫度場可見，由于氣隙內(nèi)空氣的導(dǎo)熱系數(shù)相較定子鐵心小，因此，繞組產(chǎn)生熱量主要通過定子鐵心向外發(fā)散，定子部分溫度整體高于轉(zhuǎn)子。根據(jù)仿真結(jié)果，發(fā)電機最高溫度出現(xiàn)在繞組內(nèi)，為596.80 K。定子鐵心的平均溫度為590.41 K，永磁體平均溫度為544.78 K，該溫度超過永磁體最高工作溫度，導(dǎo)致永磁體不能安全運行。根據(jù)傳熱原理，當(dāng)發(fā)電機功率增大或體積增大時，上述溫度分布特點基本不變，僅溫升發(fā)生變化。因此，采用外轉(zhuǎn)子的大功率永磁發(fā)電機冷卻系統(tǒng)設(shè)計中，可以考慮從定子側(cè)進行冷卻。

圖5 不同冷卻方案發(fā)電機三維溫度場Fig.5 Three dimensional temperature field in the generator using different cooling schemes

由于發(fā)電機絕緣等級、功率的設(shè)計取決于繞組的平均溫升，因此對不同冷卻方案發(fā)電機定子繞組、定子鐵心、永磁體各位置平均溫度計算見表3。由圖5b)、圖5c)、圖5d)及表3可見：3種不同方案中，發(fā)電機的最高溫度分布點均位于定子繞組，分別為312.17、365.44、355.28 K。由3種方案對比分析可知，方案1和方案3的冷卻通道與定子直接接觸，發(fā)電機整體溫度分布比較均勻，最大溫度梯度僅為5.20 K和21.55 K。而方案2中發(fā)電機的最大溫度梯度達到57.01 K，在與方案1為同一冷卻介質(zhì)情況下，其溫度均勻性較差。

表3 不同冷卻方案發(fā)電機各位置平均溫度 單位：KTab.3 The average temperature at each position of the generator using different cooling schemes

3.2 不同冷卻方案下通道位置發(fā)電機溫升分析

根據(jù)上述發(fā)電機三維溫度場分析結(jié)果，冷卻通道位置主要對發(fā)電機的徑向與氣隙周向溫升產(chǎn)生影響。圖6為發(fā)電機徑向溫升曲線。由圖6可見：3種冷卻方案均能起到明顯的冷卻作用，其中，方案1 冷卻效果最好，發(fā)電機溫度分布最均勻，方案1、方案2、方案3徑向最大溫差分別為14.34、64.28、 41.63 K，方案1發(fā)電機平均溫度最低?？梢姡豢紤]氣隙溫度，當(dāng)冷卻通道與定子接觸時，徑向溫升最均勻。因此，對于外轉(zhuǎn)子永磁發(fā)電機冷卻系統(tǒng)的設(shè)計，冷卻通道靠近定子可以均勻發(fā)電機徑向溫升。

圖6 不同冷卻方案發(fā)電機徑向溫升曲線Fig.6 The radial temperature rise curves of the generator using different cooling schemes

圖7為不同冷卻方案發(fā)電機周向溫升曲線。圖7溫升曲線的幅值也代表永磁體的最大溫升梯度。

圖7 不同冷卻方案發(fā)電機周向溫升曲線Fig.7 The axial temperature rise of the generator using different cooling schemes

由圖7可見：方案1周向溫升基本均勻，方 案2和方案3的周向溫升隨氣隙分布周期性變化，方案3波動最大，最大溫差為16.67 K。根據(jù)熱力 學(xué)基本原理可知，發(fā)電機尺寸越大，永磁體寬度 越大，溫升曲線幅值越大，永磁體可能發(fā)生熱形 變量越大。

3.3 不同冷卻方案下冷卻介質(zhì)對發(fā)電機溫升影響

圖8為發(fā)電機軸向溫升曲線。由圖8可見：無冷卻方案時，由于發(fā)電機軸向兩端為散熱面，故 發(fā)電機各組件軸向最高溫升出現(xiàn)在軸向中間位置。采用方案1和方案2時，由于海水的儲能密度較 大，能起到均溫效果，故發(fā)電機各組件的軸向溫升比較均勻。

圖8 發(fā)電機軸向溫升曲線Fig.8 The axial temperature rise curves of the generator

方案3由于氣隙的空間較小，且空氣的儲能密度較低，因此，在冷卻過程中，空氣的換熱量要遠低于水，發(fā)電機軸向溫升不均勻，定子、永磁體和轉(zhuǎn)子的軸向溫差分別為12.88、22.05、19.57 K，容易發(fā)生局部過熱，尤其是對永磁體的危害最大。

此外，冷卻通道內(nèi)的流場對冷卻系統(tǒng)的可靠性和經(jīng)濟性有重要的影響，3種冷卻方案下，發(fā)電機冷卻介質(zhì)速度場如圖9所示。由圖9a)和圖9b)可見：在管道彎折處，由于管道壁阻斷了冷卻介質(zhì)原來的流動方向，冷卻介質(zhì)發(fā)生劇烈紊流，但之后流速逐漸均勻，直到下一處管道彎折處，整體流速比較均勻。方案2中，水流速最大值為1.66 m/s，最小值為0，由于冷卻管道寬度增大，與方案1（最大流速為1.62 m/s，最小值為0）相比，方案2的紊流更劇烈，意味著冷卻管道壓力更大。由圖9c)可見：空氣流速的大小主要與氣隙通道相關(guān)，永磁體間通道截面積較大，空氣流速較大，最大值為1.29 m/s，最小值為0.55 m/s。并且隨著氣流沿流速方向，這種趨勢更加明顯。表明大型永磁直驅(qū)發(fā)電機冷卻系統(tǒng)設(shè)計中，發(fā)電機尺寸越大，冷卻通道內(nèi)紊流越劇烈，水冷方式可采用圓角減小管道彎折處流阻，空冷方式可通過混合通風(fēng)方式降低通道出口紊流。

圖9 不同冷卻方案下發(fā)電機冷卻介質(zhì)速度場Fig.9 The speed field of cooling medium of the generator using different cooling schemes

經(jīng)計算，3種冷卻方案的進出口溫差分別為0.33、0.31和52.11 K，表明以海水作為冷卻介質(zhì)，進出口基本沒有溫度變化；以空氣作為冷卻介質(zhì)，進出口溫度變化很大，不利于對電機以外的設(shè)備進行冷卻。3種冷卻方案進出口壓降分別為18129.41、19545.11、1.50 Pa，以空氣為介質(zhì)的冷卻系統(tǒng)，進出口壓降最小，同一速度下，對冷卻系統(tǒng)帶來的負(fù)擔(dān)最小，經(jīng)濟性最好。

不同空氣流速和水流速對發(fā)電機溫度的影響如圖10所示。由圖10可以看出：由于對流換熱作用的增強，流速越大，發(fā)電機溫度越低。水流速從 0.2 m/s增加至3.0 m/s，發(fā)電機最高溫度由309.47 K降低至307.14 K，并且隨著流速的增加，發(fā)電機的冷卻效果逐漸變緩?？諝饬魉購?.2 m/s增加至3.0 m/s，發(fā)電機最高溫度由363.01 K降至340.94 K，溫度持續(xù)下降，且降幅明顯，永磁體降溫最大。因此，冷卻系統(tǒng)設(shè)計時，采用空冷方式，增大流速可以取得較好降溫效果，但是相較于水冷系統(tǒng)的全密閉結(jié)構(gòu)設(shè)計，空冷系統(tǒng)采用與外界空氣直接進行強制對流換熱，易受到外界環(huán)境因素干擾，抗干擾能力較差。

圖10 流速對發(fā)電機溫度的影響Fig.10 The effect of flow rate on generator temperature

4 結(jié)論

1）采用外轉(zhuǎn)子的大功率模塊化永磁發(fā)電機為獲得較好冷卻效果和較小徑向溫差，冷卻通道應(yīng)靠近定子；冷卻通道位于氣隙內(nèi)時，永磁體會有較大軸向溫差，發(fā)電機功率和尺寸越大，上述特點就越明顯。

2）與其他水冷方案和空冷方案相比，本文提出冷卻結(jié)構(gòu)方案使得發(fā)電機定子溫度場更加均勻，最大溫度梯度僅為5.20 K；同時，該方案發(fā)電機各位置平均溫度相較于其他方案最大降低14.79%。

3）相較于空冷方案，本文水冷方案的進出口流體溫差較低，僅約0.3 K，遠低于空冷方案52.11 K，較高的流體出口溫度不利于電機以外設(shè)備散熱。同時，本文所提冷卻方案中流體溫升對流速不敏感，可有效降低水冷系統(tǒng)的損耗。