端和平 徐飛彬 王慶峰 姜婷婷 羅勇水

（1.浙江運達風電股份有限公司，浙江 杭州 310012；2.浙江省風力發(fā)電技術重點實驗室，浙江 杭州 311100）

0 引言

為了方便對風電機組的運行進行維護，大部分風機廠家都把變流器放在塔底，其工作時產(chǎn)生的熱量如果不能被及時排出，就容易造成塔基溫度過高，出現(xiàn)風電機組高溫停機或限功率運行的情況[1]。因此，解決塔筒底部通風散熱的要求越來越迫切。

一般的技術改造措施是在塔筒門上安裝軸流風扇，通過強制對流換熱的方式將變流器產(chǎn)生的熱量帶出塔筒[2-3]。然而，很少有學者研究外環(huán)境來流對塔筒通風散熱的影響。

隨著計算機技術的不斷發(fā)展，運用CFD技術對塔筒等室內熱流場進行仿真研究已逐漸成為1種新的趨勢[4]。該文采用CFD軟件對某3.0 MW機組塔筒門朝向對塔筒內通風散熱的影響進行數(shù)值模擬研究，進而找到塔筒門最佳的安裝角度。

1 計算模型

該文研究的計算模型包括用于測試驗證的單塔筒模型和用于塔筒門朝向研究的塔筒+外流場模型。為了簡化模型、提高計算效率，忽略了對塔筒內通風散熱影響較小的元器件（例如爬梯、電纜橋架、電纜以及塔筒門門框等），建立了2種計算模型，如圖1所示。其中發(fā)熱部件為變流器，其內部的銅排電線滿發(fā)運行時的熱損耗功率為33 kW。

圖1 計算模型

該文采用Fluent軟件進行數(shù)值計算，選擇帶有旋流修正的Realizable k-ε兩方程湍流模型[5]，氣體流動遵守質量、動量和能量守恒的定律，空氣密度基于Boussinesq假設[6]，考慮重力加速度為-9.81 m/s2，計算域采用非結構化四面體網(wǎng)格進行劃分，不考慮壁面間的輻射傳熱，求解方法選擇SIMPLE算法。

2 測試驗證

2.1 測試工況

為了驗證仿真方法的可靠性，該文采用某3.0 MW機組持續(xù)滿發(fā)時（機組滿發(fā)持續(xù)時間﹥4 h，認為塔筒內溫度達到穩(wěn)定狀態(tài)，定義為持續(xù)滿發(fā)狀況）的溫度測試數(shù)據(jù)進行驗證。

驗證工況邊界條件和Fluent計算設置的描述如下：1） 塔門軸流風扇在測試時未開啟，測量時得到自然進風風速約為6 m/s，因此，將塔筒門風扇口設為速度進口，其值為6 m/s，其溫度為7.82 ℃（該溫度取測試時的外界環(huán)境溫度）。2） 將塔筒門窗戶設為壓力進口，其溫度為7.82 ℃；將頂部平臺開孔設為壓力出口，其溫度為7.82 ℃。3） 變流器發(fā)熱體功率為33 kW。4） 變流器風扇按照各自的風量風壓（PQ）特性進行設置，分為并網(wǎng)柜風扇（變流器出風口1）和模組風扇（變流器出風口2、變流器出風口3）。5） 塔筒壁面設置成Wall，材料為Steel，導熱系數(shù)為40 W/（m·K），其余壁面為絕熱壁面?？紤]重力加速度，空氣密度為1.063 kg/m3。

2.2 測試驗證結果

圖2是仿真計算得到的塔筒內熱流線圖（圖中溫度單位用開爾文 K表示，0 ℃=273.15 K）。

由圖2可知，當變流器風扇工作時，塔筒內產(chǎn)生負壓，外界低溫空氣通過塔筒門窗戶進入第二層塔筒，通過塔筒門風扇口進入第一層塔筒，隨后進入第一層塔筒內的空氣通過爬梯口進入第二層塔筒內，并在浮升力和變流器風扇的作用下螺旋上升至塔筒頂部平臺，最后從頂部平臺的開孔處排出塔筒。

圖2 塔筒內熱流線圖

仿真結果與實測數(shù)據(jù)的對比見表1。由表1可知，大部分測點的誤差在3 ℃以內。對比11號～14號測點，因為不知道實際測點的具體位置，所以仿真結果只能用該高度水平截面的平均溫度代替，存在誤差?？偟膩碚f，通過與測試數(shù)據(jù)的對比驗證了仿真方法的可靠性。

表1 仿真計算結果與實測數(shù)據(jù)對比

3 塔筒門朝向研究

3.1 計算工況與邊界條件

該文在研究塔筒門風扇工作（外界環(huán)境溫度為40 ℃）和不工作（外界環(huán)境溫度為10 ℃）時，對比分析塔筒門朝向（即塔筒門軸向與風向夾角）分別為0 °、30 °、60 °、90 °、120 °、150 °以及180 °時塔筒內的溫度場和系統(tǒng)流量。

外流域進口設置為恒定的6 m/s速度進口，出口為壓力出口，側邊和頂面為對稱面，底面為無滑移壁面。

3.2 計算結果

3.2.1 溫度場

各角度工況主要溫度指標和系統(tǒng)風量的對比柱狀圖，如圖3所示。由圖3可知以下5點：1） 在所有角度工況中，0 °為最優(yōu)工況，即塔筒門朝向正對來流，此時塔筒內空間及主要截面的平均溫升在所有朝向的工況中最低，180 °次之，30 °和150 °較好，60 °為最不利工況，90 °和120 °較差。因此，從熱流場的角度出發(fā)，塔筒門朝向與來流呈0 °～30 °、150 °～180 °較為適宜。2） 當塔筒門風扇不工作時，60 °與0 °工況相比，塔筒內平均溫度升高21.5 ℃～23.5 ℃，風量降低了11300 m3/h；當塔筒門風扇工作時，60 °與0 °的工況相比，塔筒內平均溫度升高了7.5 ℃～12.5 ℃，風量降低了9300 m3/h。3） 由于開啟塔筒門風扇增加了系統(tǒng)風量，系統(tǒng)風量約為2000 m3/h～5000 m3/h，進而提高了系統(tǒng)的換熱效率，因此塔筒門風扇工作時的塔筒內系統(tǒng)溫升低于不工作時的系統(tǒng)溫升。4） 結合計算結果和理想封閉系統(tǒng)熱平衡公式（Q=Cp×m×△T，Q為發(fā)熱功率，kW；Cp為流體介質比熱容，kJ/（kg·℃）；m為單位時間流體介質進入系統(tǒng)的質量，kg；△T為進出口流體介質溫度差。）可知，當進口溫度一致、系統(tǒng)內發(fā)熱體發(fā)熱功率恒定時，系統(tǒng)進（出）風量的多少決定了塔筒內溫度的大小，表現(xiàn)為高進（出）風量、低溫度的規(guī)律。5） 一般來說，塔筒門窗戶和塔筒門風扇口進風，頂部平臺開孔出風。但是當塔筒門風扇不工作且朝向為60 °和90 °時，進出風口顛倒且風量較低，壓制了煙囪效應，不利于變流器散熱。

圖3 溫度和系統(tǒng)風量柱狀圖

3.2.2 流場

主要朝向工況塔筒內熱流線圖，如圖4所示。由圖4可知，當塔筒門風扇不工作且朝向為60 °和90 °時，氣流大多從塔筒門窗戶和風扇口掠過，很少進入塔筒內參與對流換熱（尤其是第二層塔筒）。而當朝向大于90 °時，由于塔筒門背風，變流器風扇工作后，氣流從頂部平臺開孔處排出，使塔筒內形成負壓，外界空氣從塔筒門窗戶和風扇口進入塔筒內，并且隨著朝向角度的增大，來流空氣對塔筒內外壓差的影響程度就會變小。但是當塔筒門風扇工作時，第一層塔筒內總有空氣被吸入。

3.2.3 壓力場

塔筒門風扇不工作時的風扇口截面流場壓力云圖，如圖5所示。由圖5可知，當朝向為0 °時，塔筒門風扇內外壓力呈現(xiàn)外高內低的分布，這有利于氣流通過塔筒門風扇口進入塔筒內；而當朝向為90 °時，內外壓力基本一致，導致氣流難以進入塔筒內。內外壓差的不同是塔筒門朝向影響散熱效果的內因。

4 結論

該文采用CFD方法，在測試驗證數(shù)值模擬方法可靠性的基礎上，研究了塔筒門朝向對塔筒內熱流場的影響，得到以下3個結論：1） 無論塔筒門風扇是否工作，0 °工況（塔筒門正對來流）為最優(yōu)工況，60 °工況最不利工況。從熱流場的角度出發(fā)，塔筒門朝向與來流呈0 °～30 °、150 °～180 °較為適宜。2） 塔筒門風扇工作時的溫升低于不工作時。3） 塔筒進風口與外流場的壓力差以及系統(tǒng)進（出）風量的多少是影響塔筒散熱的內因，當壓力分布為外高內低時，進（出）風量越大時，散熱效果越好。

圖4 主要朝向工況流線圖

圖5 壓力云圖