丁樹業(yè)， 葛云中， 陳衛(wèi)杰， 徐殿國， 苗立杰

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)電氣工程及自動化學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001;2.哈爾濱電站設(shè)備集團公司，黑龍江哈爾濱150040;3.哈爾濱理工大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱150080;4.中國人民解放軍96215部隊，廣西柳州545616)

0 引言

我國風(fēng)能資源十分豐富，地面的風(fēng)能總量約有16億千瓦，其中近地面可供開發(fā)利用的約占16%，為2.53億千瓦［1］。在風(fēng)能利用方面，我國至2010年國內(nèi)風(fēng)電裝機容量達到3 000萬千瓦，占國內(nèi)總裝機容量的2.8%左右。目前，國內(nèi)風(fēng)力發(fā)電機的開發(fā)生產(chǎn)品種繁多［2］，單機容量不斷增大，2～3.0 MW以上的風(fēng)電機組已經(jīng)商業(yè)化，5 MW的風(fēng)電機組也已經(jīng)投入試運行，開始由陸地向海上和高海拔地區(qū)發(fā)展［3－4］。

隨著風(fēng)力發(fā)電機單機容量的日益增大，使得電機運行時產(chǎn)生的單位體積損耗顯著增加，引起電機各部分溫度升高，直接影響電機的壽命和運行的可靠性。因此，在發(fā)電機的運行過程中，必須采用相應(yīng)的冷卻介質(zhì)有效地帶走電機內(nèi)的熱量，使得發(fā)電機長期、可靠地運行。然而，發(fā)電機的通風(fēng)結(jié)構(gòu)以及冷卻介質(zhì)在電機內(nèi)的分布特性均比較復(fù)雜，因此對發(fā)電機內(nèi)溫度場、溫度分布特性進行有效地分析，對發(fā)電機穩(wěn)定運行以及更大容量的發(fā)電機的設(shè)計均具有重要意義。

為了準(zhǔn)確的對電機內(nèi)溫度場進行研究，國內(nèi)外專家學(xué)者提出了許多計算方法［5］，其中數(shù)值計算方法精度較高。目前運用數(shù)值計算的方法對不同種類電機內(nèi)溫度場［6－10］、不同工況下鐵心與繞組間的熱量傳遞［11］、轉(zhuǎn)子通風(fēng)方式和電機風(fēng)量分配對電機溫升的影響進行了諸多研究［12－13］，為電機內(nèi)的物理場的計算奠定了一定的基礎(chǔ)。上述文獻多是對電機的局部區(qū)域或相關(guān)因素對電機溫度場的影響情況進行研究，本文在此基礎(chǔ)上，對電機周向1/8區(qū)域內(nèi)定子、轉(zhuǎn)子以及流體區(qū)域的三維溫度場進行研究，避免了對氣隙和轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝流量分配。

本文以一臺1.5 MW風(fēng)力發(fā)電機為例，采用有限體積元法對電機內(nèi)流體場和溫度場進行計算，得出內(nèi)冷卻介質(zhì)在電機內(nèi)流量分布規(guī)律和特性，并對電機三維溫度場進行研究，分析電機溫升分布規(guī)律和傳熱特性;最后將耦合計算結(jié)果與實測結(jié)果進行比較分析。

1 數(shù)學(xué)模型

電機冷卻系統(tǒng)內(nèi)流體流動與傳熱滿足質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律、能量守恒定律。如果流動處于紊流狀態(tài)，還要遵守附加的湍流運動方程，其守恒定律可以采用相應(yīng)的控制方程進行描述［14－16］。

1.1 控制方程

根據(jù)流體力學(xué)理論，采用標(biāo)準(zhǔn)k－ε方程模型對流體進行描述。當(dāng)流體為不可壓縮且處于穩(wěn)定流動狀態(tài)時，采用通用控制方程［17］為

式中:φ、V為通用變量;ρ為流體密度，kg/m3;Γ 為擴展系數(shù);S為源項。

1.2 三維熱傳導(dǎo)方程

針對各向異性材料，由傳熱學(xué)基本原理可以寫出求解域內(nèi)穩(wěn)態(tài)溫度場基本方程及其邊界條件為式中:T 為固體待求溫度，℃;λx、λy、λz為求解域內(nèi)各種材料沿x、y以及z方向的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K);qV為求解域內(nèi)各體熱源密度之和，W/m3;α為散熱表面的散熱系數(shù)，W/(m2·K);Tf為散熱面周圍流體的溫度，℃;Sj、Ss分別為絕熱和散熱面。

1.3 能量守恒方程

能量守恒定律是含熱交換過程的流動系統(tǒng)須滿足的基本定律，流體能量守恒方程為

式中:U為流體的速度矢量;u、v、w分別為流體的速度分量;h為流體的比焓;T為流體溫度;λ為流體的導(dǎo)熱系數(shù);p為流體壓力;Sh為流體的內(nèi)熱源;Φ為由于粘性作用機械能轉(zhuǎn)化為熱能的部分，稱為耗散函數(shù)。

2 求解模型確定

2.1 電機基本數(shù)據(jù)及冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

本文以1.5 MW雙饋風(fēng)力發(fā)電機為例進行研究，電機基本參數(shù):額定電壓為620 V;額定電流為1192 A;額定功率為1.5 MW;額定轉(zhuǎn)速為1 800 r/min;功率因數(shù)為0.85;頻率為50 Hz。

該發(fā)電機采用的是雙介質(zhì)冷卻方式，分為內(nèi)外兩路冷卻。

1)內(nèi)冷卻系統(tǒng)，即風(fēng)力發(fā)電機內(nèi)部設(shè)置風(fēng)扇，空氣由設(shè)在電機端部的風(fēng)扇強迫通風(fēng)實現(xiàn)封閉式冷卻，電機內(nèi)通風(fēng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。

2)外冷卻系統(tǒng)，發(fā)電機機殼內(nèi)設(shè)有水循環(huán)系統(tǒng)，冷卻水經(jīng)過與一次冷卻的熱空氣進行能量傳遞，將發(fā)電機運行因損耗而產(chǎn)生的熱量帶到外部。

圖1 發(fā)電機通風(fēng)結(jié)構(gòu)Fig.1 Ventilation structure of generator

2.2 假定條件

根據(jù)電機結(jié)構(gòu)及電機內(nèi)流體特性，作如下假設(shè)［9－13］:

1)電機內(nèi)流場中，流體流速遠小于聲速，即馬赫數(shù)(Ma數(shù))很小，故把流體作為不可壓縮流體處理。

2)由于電機中流體的雷諾數(shù)很大(Re＞2 300)，屬于紊流，因此采用紊流模型對電機內(nèi)流場進行求解。

3)由于電機結(jié)構(gòu)周向的對稱性，認為定、轉(zhuǎn)子槽中心面和定、轉(zhuǎn)子齒中心面是絕熱的。

4)本電機轉(zhuǎn)子采用隱極結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)子表面光滑，不考慮電機旋轉(zhuǎn)。

2.3 求解模型的確定

圖2 求解域物理模型Fig.2 Physical model of solved region

2.3.1 求解域模型

考慮電機在圓周上幾何結(jié)構(gòu)周期性分布以及流體流動和傳熱特點，并依據(jù)基本假設(shè)，取電機周向1/8區(qū)域為研究對象，求解域物理模型如圖2所示，發(fā)電機各部位的名稱在圖中均已標(biāo)出，圖中x軸表示定子周向方向，y軸表示定子徑向方向，z軸表示定子軸向方向。

2.3.2 網(wǎng)格生成

對模型進行網(wǎng)格劃分，采用四面體和六面體混合網(wǎng)格，檢查網(wǎng)格質(zhì)量，輸出模型數(shù)據(jù)文件，求解域剖分如圖3所示。

圖3 求解域剖分圖Fig.3 Subdivision map of solved region

2.3.3 邊界條件的設(shè)置

流體場及溫度場耦合求解的邊界條件為:

1)環(huán)境溫度為27℃(300 K)，入口1為空氣入口，入口2為水入口，兩入口均給定為速度入口邊界，根據(jù)給定的質(zhì)量流量數(shù)值，可求得入口速度。

2)出口1為空氣出口，出口2為水出口，均給定為壓力出口邊界條件，壓力均為1個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

3)發(fā)電機機殼外圓及轉(zhuǎn)子內(nèi)圓為散熱面，給定散熱系數(shù)和周圍的空氣溫度:散熱系數(shù)參考一般空冷電機設(shè)計經(jīng)驗給出［18］，求解域兩側(cè)徑向截面，設(shè)為周期性邊界，其余與固體的接觸的面均視為無滑移邊界。

4)電機熱源密度分布(W/m3):定子股線為226 416;定子鐵心為38 451;轉(zhuǎn)子股線為313 747;轉(zhuǎn)子鐵心80 726。

3 內(nèi)冷卻系統(tǒng)流變特性分析

由于發(fā)電機內(nèi)熱性能的分布特性完全由冷卻介質(zhì)的分布性能決定，首先對發(fā)電機內(nèi)流體場進行分析。圖4給出了該發(fā)電機三維求解域內(nèi)空氣速度分布。

通過對圖4流體速度分布以及計算數(shù)值結(jié)果分析，可知:

空氣入口截面較大，入流速度較低，冷空氣繞過非風(fēng)扇端的端部繞組進入轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔和氣隙中;在電機中空氣沿軸向流過轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔和氣隙，由于氣隙入口狹長表面積較小，空氣流動入口風(fēng)阻大，能量損失嚴(yán)重，空氣在氣隙中最大速度為21.22 m/s，風(fēng)量占空氣總流量的10.43%;空氣在流入轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔時空氣的流動阻力系數(shù)相對較小，空氣入口面積大，風(fēng)阻較小，空氣在轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔的最大速度為49.85 m/s，風(fēng)量占空氣總流量的89.57%;當(dāng)空氣到達風(fēng)扇端區(qū)域，空間變大，空氣的速度降低，風(fēng)速沿軸向截面的位置不同而不同，最高速度為43.26 m/s;在電機機殼風(fēng)筋之間的風(fēng)道中平均速度為32.52 m/s，空氣流經(jīng)一個循環(huán)，從求解域出口流出。

圖4 空氣速度分布圖Fig.4 Velocity distribution of air

4 電機溫度場特性分析

4.1 電機溫度場分布

圖5為電機額定運行時溫升分布圖，圖6為定、轉(zhuǎn)子槽中心截面和齒中心截面溫升分布云圖。

圖5 電機溫升分布圖Fig.5 Temperature distribution of generator

圖6 電機徑向不同截面溫升分布云圖Fig.6 Temperature distribution of generator at different section

結(jié)合圖5、圖6可以得出，電機內(nèi)最大溫升分布在轉(zhuǎn)子鐵心段內(nèi)的轉(zhuǎn)子股線上，最大值為74.3 K;定子股線在風(fēng)扇端溫升較高，鐵心段內(nèi)溫升較低，并沿軸向產(chǎn)生一定的變化規(guī)律，定子股線的最高溫升為64.6 K;轉(zhuǎn)子股線的熱密度遠大于轉(zhuǎn)子鐵心的熱密度，兩者之間緊密接觸，轉(zhuǎn)子股線以傳導(dǎo)的方式將熱量傳導(dǎo)給轉(zhuǎn)子鐵心，轉(zhuǎn)子齒部溫升較大，最大值為62.0 K;定子鐵心傳熱條件好，能夠及時的把定子股線和鐵心產(chǎn)生的能量傳導(dǎo)給機殼，因而溫升較低，最高溫升為26.5 K。

4.2 定、轉(zhuǎn)子股線沿軸向長度溫升分布

為詳細分析股線溫升的分布規(guī)律，分別給出定、轉(zhuǎn)子股線沿軸向長度的分布，如圖7和圖8所示。

圖7 定子股線沿軸向長度溫升分布Fig.7 Temperature distribution of stator along with the axial length

圖8 轉(zhuǎn)子股線沿軸向長度溫升分布Fig.8 Temperature distribution of generator rotor along with the axial length

定子股線沿軸向長度溫升變化規(guī)律為:定子上層股線溫升高于下層股線溫升;最高溫升出現(xiàn)在風(fēng)扇端，距離鐵心一定距離處，最大值為64.6 K;最低溫升分布在鐵心段的進風(fēng)端。在定子鐵心段中股線溫升沿軸向長度變化趨勢基本一致，呈線性分布，由進風(fēng)端至出風(fēng)端溫升變化逐漸增大，相差約2～5 K，在鐵心段出風(fēng)端溫升略有上升。在端部氣腔中股線溫升急劇上升并達到最大值，下層股線最大值低于上層股線約2.5 K，最高溫升處至股線端部，股線沿軸向長度溫升急劇下降，且上層股線的下降速度比下層股線快。

從圖8中可以看出轉(zhuǎn)子股線最高溫升位于0.55 m處的轉(zhuǎn)子鐵心段內(nèi)，最低溫升在電機轉(zhuǎn)子鐵心段的進風(fēng)端，在鐵心段內(nèi)轉(zhuǎn)子股線溫升變化較快，相差約25 K。

4.3 電機齒部溫升分布

在研究股線沿軸向長度溫升分布的同時有必要對鐵心沿軸向長度溫升分布進行研究，圖9為定子鐵心徑向不同高度溫升分布，圖10為轉(zhuǎn)子齒徑向不同高度溫升分布。

圖9 定子鐵心徑向不同高度溫升分布Fig.9 Radial Temperature distribution of generator stator core at different height

圖10 轉(zhuǎn)子齒徑向不同高度溫升分布Fig.10 Radial temperature distribution of generator rotor at different height

圖9給出了定子鐵心內(nèi)軛背處、距軛背1/2軛高處、齒根處、距齒頂1/2高處及齒頂處的溫升分布情況。由圖9可知，在定子鐵心徑向不同位置溫升相差很大，這是由于定子中產(chǎn)生的熱量大部分向軛背部傳導(dǎo)，硅鋼片是熱的良導(dǎo)體，越靠近軛背越有利于導(dǎo)熱;不同位置沿軸向長度溫升呈上升趨勢，只是徑向不同位置溫升變化趨勢不同，軛背處、距軛背部1/2軛高處、齒根處、距齒頂1/2高處變化趨勢一致，沿軸向長度逐漸增大;氣隙中空氣在流通過程中要帶走定子產(chǎn)生的一小部分熱量，空氣在氣隙中流動的過程溫升變化較快，對齒頂?shù)纳嵊杏绊?，齒頂處溫升沿軸向長度溫升變化較大。

圖10中分別為轉(zhuǎn)子齒頂處、齒1/4處、齒1/2處、齒3/4處及齒根處沿軸向長度溫升分布，從圖中可以看出轉(zhuǎn)子齒不同高度沿軸向長度變化一致，最高溫升所在同一軸向截面上，最高約為62K;轉(zhuǎn)子齒部沿軸向不同截面最高溫升約在距齒頂1/4處;雖然齒頂距離轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔最遠，向轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔傳熱最為困難，齒頂處溫升卻不是太高，最大值為58.3K，是由于齒頂處和槽楔緊密接觸，槽楔雖然導(dǎo)熱能力差，但其不產(chǎn)生熱量，齒頂?shù)囊徊糠譄崃肯虿坌▊鲗?dǎo)，又由于氣隙中流動的空氣也能帶走一部分熱量;齒根處距離轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔最近，散熱條件好，能夠及時將自身產(chǎn)生的熱量和齒部傳導(dǎo)過來的熱量傳導(dǎo)給轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔中的空氣，在轉(zhuǎn)子齒軸向截面中溫升最低。

4.4 轉(zhuǎn)子股線最高溫升所在截面溫升分布

因電機轉(zhuǎn)子散熱條件較惡劣，電機轉(zhuǎn)子溫升較高，有必要對電機最高溫升處溫升分布進行分析。由于電機轉(zhuǎn)子各個相同位置溫升分布規(guī)律一致，取電機轉(zhuǎn)子任一股線最熱面為研究對象，其溫升分布如圖11所示。

圖11 轉(zhuǎn)子股線軸向最熱面溫升分布圖Fig.11 Temperature distribution of axial hottest surface of generator rotor

由圖11可以看出，轉(zhuǎn)子槽內(nèi)溫升分布隨槽中心線對稱分布;最高溫升位于股線中心線上，沿銅塊周圍絕緣層溫升下降明顯，槽底和槽楔頂端散熱條件較好，溫升略低;上層股線溫升高于下層股線，上下層股線之間相差3.2 K。

4.5 計算結(jié)果與實驗值比較

發(fā)電機測溫元件埋置在風(fēng)扇端，距離發(fā)電機端部一定距離的定子繞組層間絕緣處，6個測溫元件沿圓周方向均勻分布。表1給出了不同位置處的溫度測量結(jié)果。

表1 溫度測量結(jié)果Table 1 Measured data of temperature

根據(jù)表1的測量結(jié)果以及電機的實驗環(huán)境溫度，可以求出相應(yīng)測量點的溫升數(shù)值，進而獲得電機的平均溫升，如表1所示。

結(jié)合溫度場求解域設(shè)定，可知求解域內(nèi)有10處繞組層間絕緣位置處的溫升可與實驗值進行比較，溫升數(shù)值計算結(jié)果及其平均值與實驗值的對比如表2所示。

表2 計算值與實驗值比較Table 2 Comparison of calculated value with measured data

通過對表2中的數(shù)值進行對比分析以及對溫升計算結(jié)果的研究，可知:不同繞組層間絕緣在測量位置處的溫升計算結(jié)果差值較小;不同位置處的計算值均比實驗平均值低，最大相差5.34 K，最小誤差為0.17 K;溫升計算平均值比實驗平均值低2.63 K，誤差為4.24%，計算結(jié)果與實驗結(jié)果相吻合。

以上結(jié)果可能由于電機端部流體流動紊亂以及將電機靜止處理而轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔并非完全對稱的緣故造成。

5 結(jié)論

本文通過對1.5 MW雙饋發(fā)電機三維溫度場的計算以及對流體流動特性的分析，可以得出以下結(jié)論:

1)計算結(jié)果與實驗數(shù)值相比較誤差為4.24%，能夠滿足工程需要，驗證了結(jié)果的準(zhǔn)確性，說明文中所采用有限體積法計算溫度場和流體場的方法可行，為發(fā)電機的運行以及大容量發(fā)電機設(shè)計有指導(dǎo)義。

2)從本文的分析和計算，電機轉(zhuǎn)子熱量要經(jīng)過兩次傳導(dǎo)才能將熱量帶到電機外部，發(fā)電機轉(zhuǎn)子在電機中的溫升較高。

3)得出電機各部分溫升分布及電機內(nèi)流體分布規(guī)律，為測溫元件的布置做理論指導(dǎo)。

4)在實際運行過程中應(yīng)加強對端部股線溫度監(jiān)測，此部位由于絕緣材料導(dǎo)熱系數(shù)小，空氣流體繞流復(fù)雜，散熱條件最為惡劣，溫升較高，是電機溫度監(jiān)測的重點區(qū)域。

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