馬鐵強　孫德濱　蘇陽陽　張超

摘要： 為研究雙饋式風力發(fā)電機組機艙結構散熱性能，對風電領域通用的擬六面體形機艙進行簡化建模，采用基于熱影響排序的機艙模型簡化準則和流固耦合面網(wǎng)格加密準則進行建模，運用計算流體力學（Computational Fluid Dynamics，CFD）方法分析機艙內氣流組織形態(tài).提出一種基于熱源擾動的氣流組織均勻性評價新方法，解決無參照狀態(tài)下機艙散熱氣流組織的孤本評價難題.采用該方法對典型的“下送尾排”式機艙氣流組織形態(tài)進行分析和評價，分析結論與制造商的試驗結論相符.

關鍵詞： 雙饋式風力發(fā)電機組； 機艙； 熱源擾動； 氣流組織； 計算流體力學

中圖分類號： TM315文獻標志碼： B

Analysis method on heat dissipating performance of nacelle

structure of wind turbine generator system

MA Tieqianga， SUN Debina， SU Yangyangb， ZHANG Chaoa

（a. School of Mechanical Engineering； b. School of Electrical Engineering，

Shenyang University of Technology， Shenyang 110023， China）

Abstract： To study the heat dissipating performance of the nacelle structure of a doublefed wind turbine generator system， the hexahedral nacelle which is used extensively in the wind industry is simplified and modeled， and it is meshed on basis of the principles of the heat affecting orders and the flowsolid interface mesh refinement. The air organization inside the nacelle is analyzed by the Computational Fluid Dynamics （CFD） method. A new method of evaluating the air organization uniformity based on the heat source perturbation is proposed， and the problem of evaluating the air organization uniformity with no reference is solved. By this method， the air organization form of bottom to end is analyzed and evaluated， and the conclusion is in consistent with the manufacturers.

Key words： doublefed wind turbine generator system； nacelle； heat source perturbation； air organization； computational fluid dynamics

0引言

風力發(fā)電機組作為一種在高空無人值守持續(xù)運行的超大型復雜機械裝備，其機械和電氣部件在復雜工況下會以摩擦、碰撞、電磁損耗等形式持續(xù)生熱.盡管關鍵部件配有專用散熱通道，但散熱功率不匹配或散熱結構不合理，會使熱量不能及時散發(fā)，導致機艙的不確定性溫升.機艙溫升會引起傳動鏈潤滑水平下降、機艙爆燃風險加大、管線加速老化等嚴重問題.為此，安全鏈中須設定軸承、齒輪箱、發(fā)電機等關鍵部件溫升閾值，超溫后實施主動停機避險.內蒙古某風電場2014年的統(tǒng)計資料顯示，部件超溫導致的機組停機次數(shù)約占非正常停機總數(shù)的43%.機組散熱問題仍未得到有效解決，嚴重制約機組的可利用率和成本回收.該問題現(xiàn)已得到專家學者的重視，相關研究主要集中在2個方面.

（1）部件發(fā)熱機理研究.例如：很多學者模擬風力發(fā)電機溫度場分布[15]；劉洋洋[6]分析風電齒輪箱穩(wěn)態(tài)溫度場；BOUCHOULE等[7]分析風力發(fā)電機組主軸承的滾動體接觸摩擦生熱及接觸區(qū)熱量分布.該類研究關注發(fā)電機、齒輪箱、軸承及控制柜的發(fā)熱機理，研究發(fā)電機繞組損耗、軸承摩擦、齒輪嚙合等過程中的發(fā)熱情況以及關鍵部件的熱源、傳熱路徑和散熱方法等.該類研究為風電機組部件冷卻方案設計提供重要參考.

（2）環(huán)境、工況對發(fā)熱影響研究.例如：SMAILI等[8]模擬極端溫度下風力發(fā)電機組機艙熱性能，成果用于機艙冷卻系統(tǒng)功率匹配；SMAILI等[9]研究高溫和低溫2種環(huán)境條件下風速、風溫對機艙發(fā)熱的影響.該類研究更多地關注風力發(fā)電機組機艙受環(huán)境條件影響下所表現(xiàn)出來的宏觀發(fā)熱狀態(tài)，對于惡劣環(huán)境下風力發(fā)電機組的運行控制提供優(yōu)化參考依據(jù).

上述研究為從源頭上控制風力發(fā)電機組發(fā)熱，解決機組及部件冷卻問題奠定了理論基礎，但在風力發(fā)電機組機艙布局及其散熱氣流組織方面的研究較少.經(jīng)研究表明，在不同的散熱氣流組織形態(tài)下，機組的散熱效率不同，氣流與部件的熱耦合也成為影響散熱效率的關鍵因素.

本文以占全球60%份額的雙饋風力發(fā)電機組為研究對象，在考慮齒輪箱、發(fā)電機、控制柜等熱源及其散熱條件情況下，研究典型的擬六面體形機艙散熱氣流組織分析方法，為雙饋式風力發(fā)電機組機艙散熱結構和氣流組織優(yōu)化提供依據(jù).

1擬六面體機艙分析建模

雙饋風力發(fā)電機組的主傳動鏈呈“一”字偏置式布局結構，由主軸、齒輪箱、雙饋異步發(fā)電機等部件構成.主傳動鏈縱向放置于絕熱性能較好的玻璃鋼機艙罩內，所有機艙罩外形相近.有代表性的多家企業(yè)生產(chǎn)的風力發(fā)電機組機艙及其簡化外形結構見圖1，簡化后均呈擬六面體外形.

圖 1雙饋機組機艙簡化模型

Fig.1Simplified model of doublefed wind turbine

generator system

機艙內還有控制柜、液壓管路、電氣線纜、制動裝置等部件，使機艙布局呈非對稱性特點，艙內氣流組織異常復雜.為準確模擬機艙內流場和溫度場，采用熱影響排序簡化準則，按部件發(fā)熱量和對氣流的熱影響2項指標降序排列，排名靠后者再按體積降序排序，忽略熱影響小和體積小的部件.

雙饋式風力發(fā)電機組包括主傳動鏈部件、電力電子設備、管線及其他輔助設備等，這些部件均對機艙內溫度場有影響，但影響程度差異較大：齒輪箱、發(fā)電機、控制柜是主要熱源，其余部件和設備對機艙內流場和溫度場的影響可忽略.依據(jù)熱影響排序簡化準則得到的機艙簡化布局結構模型見圖2.

1—送風口； 2—齒輪箱； 3—齒輪箱散熱通道； 4—發(fā)電機； 5—發(fā)電機散熱通道； 6—控制柜； 7—排風口

圖 2機艙簡化布局結構模型

Fig.2Simplified layout structure model of nacelle依據(jù)機艙簡化布局結構模型，采用有限體積法建立離散化網(wǎng)格分析模型.由于艙內氣流與部件的傳熱屬性不同，二者之間形成流固耦合界面.流固耦合界面的鄰域內有很大的溫度和流速梯度.為準確分析機艙溫度場，采用流固界面網(wǎng)格加密準則.用非結構網(wǎng)格對非規(guī)則的流固界面加密或用結構網(wǎng)格對規(guī)則的流固界面加密，網(wǎng)格密度控制在計算可收斂的規(guī)模.

在機艙內，齒輪箱、發(fā)電機和控制柜等熱源對周圍黏性氣流有較大的熱影響，其流固耦合界面的鄰域空間采用非結構網(wǎng)格加密，機艙內壁為光滑的絕熱材料，其網(wǎng)格尺度可適當減小.根據(jù)前文方法和準則建立的機艙網(wǎng)格模型見圖3，網(wǎng)格總數(shù)約為100萬個，網(wǎng)格正交性良好，沒有負網(wǎng)格出現(xiàn)，收斂性良好，滿足計算要求.

2機艙散熱氣流組織建模

2.1艙內流體與傳熱的控制方程

機艙內安裝強制通風系統(tǒng)，由專門的送風口和排風口形成機艙與外部氣體環(huán)境的交換系統(tǒng).艙內氣體假定為不可壓縮氣體，在恒功率強制通風系統(tǒng)作用下定常流動，遵守質量、動量和能量守恒定律.

用整體求解方法求解艙內氣體流動和溫度場分布問題.設艙內氣體瞬時流速為u，氣體壓力為P，氣體比熱容為cp，氣體傳熱系數(shù)為k，氣體瞬時溫度為T，則艙內氣流的統(tǒng)一控制方程描述如下.

（1）機艙內氣體不可壓縮，滿足流體連續(xù)性方程ux+uy+uz=0（1）（2）機艙內氣體在各個速度方向上的分量滿足動量守恒方程

ρ（uux+uvy+uwz）=-Px+μ（2ux2+2uy2+2uz2）（2）

ρ（uvx+vvy+wvz）=-Py+μ（2vx2+2vy2+2vz2）（3）

ρ（uwx+vwy+wwz）=-Pz+μ（2wx2+2wy2+2wz2）（4）

（3）不考慮機艙內氣體的黏性耗散，滿足能量守恒方程

ρ（uTx+uTy+uTz）=kcpx（Tx）+y（Ty）+

z（Tz）（5）

2.2艙內氣體的湍流模型

機艙內氣體在強制通風系統(tǒng)作用下以較大流速定常流動，因此其雷諾數(shù)較大.艙內氣體受機艙復雜布局結構的影響，氣流組織形態(tài)呈現(xiàn)復雜湍流.

為描述艙內氣體湍流狀態(tài)，采用Launder和Spalding提出的kε湍流模型.kε湍流模型是簡單而標準的湍流模型，可有效解決高雷諾數(shù)的流體湍流問題.kε湍流模型方程為t（pk）+xi（pkui）=xj（μ+μtσk）kxj+Gk+Gb+ρε-YM+Sk（6）

t（pε）+xi（pεui）=xj（μ+μtσε）εxj+G1εεk（Gk+G3ε）Gb-G2εε2k+Sε（7）式中：Gk為氣體層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動能；Gb為由浮力產(chǎn)生的湍流動能；YM為在可壓縮湍流中過渡的擴散產(chǎn)生的波動，由于艙內氣體不可壓縮，故可忽略不計；Sk和Sε為用戶定義的源項，通常也可忽略不計；σk和σε分別為k方程和ε方程的湍流普朗特數(shù).σ=μCpk（8）式中：Cp為艙內氣體的比熱容；μ為黏度系數(shù)；k為熱導率.據(jù)此，艙內氣體的普朗特數(shù)σk和σε分別取1.0和1.3.

2.3機艙流場和溫度場分析的邊界條件

艙內氣體為定常流動，流場分布由強制通風系統(tǒng)功率決定.溫度場由氣體與熱源之間的自然對流、輻射、熱傳導3個換熱過程和流場分布決定，不同熱源表面溫度會導致機艙溫度場有所差異.

根據(jù)IEC標準規(guī)定的部件工作溫度范圍和風電場夏季常規(guī)監(jiān)測數(shù)據(jù)，設定機艙流場和溫度場分析的邊界條件.由于艙內散熱氣流組織形態(tài)與送風口、排風口的風速、流量有關，而與熱源溫度數(shù)據(jù)無關，因此選定機組穩(wěn)定運行時部件外殼的溫度數(shù)據(jù)作為分析依據(jù)，見表1.

表 1機艙溫度場分析參數(shù)

Tab.1Temperature field analysis parameters of nacelle℃部件名稱常溫齒輪箱30齒輪箱散熱通道30發(fā)電機64發(fā)電機散熱通道64部件名稱常溫控制柜20送風口1和220排風口1和2機艙壁20

此外：夏季常規(guī)運行的環(huán)境監(jiān)測溫度統(tǒng)計平均值約為20 ℃；送風口的氣體速度v≈5 m/s；機艙壁面的熱交換因數(shù)為0.3；按照GB/T19073標準規(guī)定齒輪箱的工作環(huán)境溫度為-40～50 ℃.