王建勛, 霍永強, 武永和, 劉軍婷, 張建麗

(1.中車永濟電機有限公司,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能有限公司，陜西 西安 710016)

0 引 言

隨著2035年遠景目標的提出，中國繼續(xù)推動綠色發(fā)展，注重能源的清潔、低碳、安全、高效利用。風電是一種重要的清潔能源。近年來，風力發(fā)電機開啟了搶裝潮，風機功率也在逐步擴大，電磁負荷隨之不斷增加。溫升是制約風力發(fā)電機功率提升的主要因素，溫升過高會導致絕緣等級不夠或使發(fā)電機壽命驟減，因此對溫升的研究至關重要。

國內外學者對大中型異步電機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軸向、徑向和混合通風的等效風路網格，研究了電機在復雜通風條件下的溫升。2011年，丁樹業(yè)等[3]對大功率雙饋風力發(fā)電機選取1/7圓周模型進行了溫度場數(shù)值研究。隨后丁樹業(yè)等[4-5]還以一臺2.5 MW永磁風力發(fā)電機為研究對象，采用有限體積法對一個定子齒距的模型進行流場及溫度場研究，并利用實測溫升數(shù)據驗證了計算結果的正確性。劉木清[6]以一臺3.6 MW雙饋風力發(fā)電機為例，運用等效電路法對其進行了穩(wěn)態(tài)分析。

2014年張振海[7]選取1/12模型對異步電機的損耗計算、流場和溫度場進行了研究，同時探討了不同加載方式、空載和負載、不同風速、不同雜散損耗加載方式等對電機溫度場的影響。丁樹業(yè)等[8]以一臺50 kW表貼式永磁同步電機為例，對變頻供電情況下的永磁同步驅動電機內部流場及溫度場進行了數(shù)值研究，并且通過與試驗數(shù)據對比驗證了計算結果的準確性。董劍寧等[9]概述了現(xiàn)有文獻中高中速永磁電機定轉子結構及所用材料，同時歸納了定子鐵耗、銅耗、轉子渦流損耗和風摩損耗的計算方法，對比分析了不同溫升計算方法。

2015年胡田[10]研究了大中型電機的流場及溫度場。2016年魏靜微等[11]選取1/12物理模型運用經驗公式計算溫度場。2018年王曉遠等[12]對定子水套水冷通道的寬度和高度之比進行了3個方案的對比，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行了分析。

2019年丁樹業(yè)等[14]以一臺5 MW雙饋電機為研究對象，采用有限體積法對該電機進行了流場及溫度場數(shù)值模擬。韓力等[15]以一臺10 MW空冷實心轉子感應電機為例，將最初“兩進一出”的通風結構優(yōu)化為“三進兩出”的結構。朱高嘉等[16]以一臺1.65 MW強迫風冷直驅永磁風力發(fā)電機為例，數(shù)值分析了發(fā)電機內的流場和溫度場，同時針對該電機外接風機而占用系統(tǒng)空間的問題，提出了一種由轉子輻板支架作為離心式風扇驅動冷卻的全封閉自循環(huán)風冷系統(tǒng)。

2020年徐起連等[17]以一臺異步風力發(fā)電機為研究對象，對電機進行數(shù)值計算并與試驗數(shù)據對比，進而對電機通風道布置方案進行了優(yōu)化。

綜合上述文獻發(fā)現(xiàn)：對整機近真實模型附帶空冷器進行整機三維溫度場仿真的研究較少。真實電機的邊界條件并不完全對稱，且繞組的端部比較復雜，轉子繞組在端部有無緯帶包扎，而文獻中大部分選取周期性模型且繞組端部做直線化處理進行研究，與實際有一定的誤差。為此，本文以一臺3 MW空-空冷雙饋風力發(fā)電機為研究對象，通過近真實整機建模，保證仿真模型與真實模型高度一致。在仿真之后與試驗結果進行對比，驗證仿真結果的準確性，為后續(xù)新電機設計提供可靠的仿真數(shù)據和設計方案。

1 數(shù)學物理模型及控制方程

1.1 物理模型

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

圖1 風力發(fā)電機冷卻系統(tǒng)結構

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，左側為2個離心風機，將冷卻空氣從左端經換熱管進行換熱，把管外熱量帶走，從右端出風。該風路稱為二次側風路，簡稱二次風。熱空氣從電機中部定子鐵心徑向通風道出來，流經空冷器換熱，再從電機傳動端和非傳動端進入電機形成內循環(huán)。該風路稱為一次側風路，簡稱一次風。

1.2 控制方程

對電機流動傳熱的數(shù)值模型做如下簡化假設：計算區(qū)域的流動與換熱是時均穩(wěn)態(tài)的；流動黏性耗散忽略不計；流動是不可壓縮流動；流體在壁面沒有滑移；電機外表面認為是絕熱邊界，電機內部流動為湍流流動，用標準的k-ε模型進行求解。依據這些假設，寫出電機內部流動與傳熱的控制方程[18]。

質量守恒方程：

(1)

動量方程：

(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)

導熱微分方程：

(8)

上述控制方程中ρ為流體密度；μ為動力黏度；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方向的導熱系數(shù)；Φ為單位體積中內熱源。

1.3 邊界條件

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

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

(2) 不考慮機座外表面散熱，認為電機熱量全部由內循環(huán)流體帶走，機座外表面設置為絕熱邊界。

(3) 轉子旋轉采用多重旋轉坐標系進行模擬，轉子鐵心、轉子繞組、轉軸等旋轉部件與流體接觸面設置為旋轉壁面。

(4) 環(huán)境溫度26.1 ℃。

(5) 空冷器管內流體(二次風)未參與仿真計算，通過管槽內湍流強制對流傳熱關聯(lián)式Gnielinski公式[19]計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。其中二次風流量通過試驗測得，在空-空換熱器的(二次風)出風端進行布點。布點如圖3所示，共布置32個測點，測量各點的速度，得到二次風的流量。

圖3 二次風出口測速布點

1.4 Φ的確定方法

電機熱損耗通過電磁仿真計算獲得并經過試驗驗證損耗值，對此本文不做詳細介紹。將電磁計算的損耗分布及損耗值進行加載。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 風力發(fā)電機損耗 kW

1.5 電機基本參數(shù)

該3 MW電機基本參數(shù)如表2所示。

表2 風力發(fā)電機的基本參數(shù)

2 數(shù)值結果及試驗驗證

2.1 網格劃分

對圖2三維求解域進行網格劃分。其中發(fā)電機以非結構網格為主，頂部空冷器以結構網格為主，將定轉子氣隙、定轉子繞組端部、無緯帶進行局部加密處理，同時對流體近壁面網格進行加密。總網格數(shù)量約為5×107，網格正交性0.04，滿足工程計算要求。圖4為最終劃分完成的網格圖。

圖4 求解域網格圖

2.2 試驗方法

圖5所示為3 MW空-空冷雙饋風力發(fā)電機樣機。為了驗證仿真結果的準確性，進行樣機額定工況下的溫升試驗，即功率PN=3 100 kW，電壓U=690 V，轉速nN=1 750 r/min，功率因數(shù)cosφ=1。

圖5 3 MW空-空冷雙饋風力發(fā)電機樣機

通過電阻法和埋置檢溫計(ETD)法2種方法進行測試，測試方法和過程均參照相關標準的要求。圖6為定子繞組周向3個測溫點埋置的位置，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點為定子繞組軸向測溫位置。

圖6 定子繞組周向測溫點埋置位置

圖7 定子繞組軸向測溫點埋置位置(mm)

2.3 仿真與試驗對比

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、轉子繞組平均溫升的仿真結果與試驗結果非常吻合，誤差在3 K以內。表4中各相定子繞組溫升仿真結果與試驗結果的最大誤差為4.2 K。通過仿真與試驗數(shù)據的對比，說明了仿真結果的準確性及仿真方法的可靠性。

3 數(shù)值結果分析

3.1 流場及溫度場結果

仿真分析的環(huán)境溫度、工況與試驗環(huán)境溫度(26.1 ℃)、工況相同。對電機內部流場和溫度場進行分析，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為電機縱截面的溫度云圖，呈現(xiàn)兩端低、中間高的趨勢，因為冷卻空氣從電機兩端進入，從中間流出。圖9為電機(包括空冷器)縱截面內部流場分布云圖，可以看出，在定轉子氣隙處速度較大，速度大小與轉子外表面線速度吻合。

為了更直觀地觀察電機關鍵部件的溫度分布，將定子繞組、定子鐵心、轉子繞組、轉子鐵心的三維溫度云圖分別進行展示，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 轉子繞組溫度云圖

圖13 轉子鐵心溫度云圖

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此處，隨著流體經過轉子通風孔后逐漸被加熱，從徑向通風溝流出，溫度逐漸上升。圖12為轉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，同時無緯帶的導熱系數(shù)低，導致在包扎無緯帶處的溫度較高。圖13為轉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 一次風流量

表5為通過數(shù)值模擬獲得的風力發(fā)電機內循環(huán)風流量值。

表5 一次風流量值 kg·s-1

從表5可以看出，一次側風流量為3.34 kg/s，其中從傳動端(外風路進風端)進入流量為1.63 kg/s，從非傳動端進入流量為1.71 kg/s。非傳動端進口距離比傳動端大，但兩端流量差值不大，流量分配與空間距離相匹配。

3.3 轉子18檔流量分布

流體從轉子鐵心18檔通風道進入定子鐵心的18檔通風道，從定子鐵心流出進入頂部空冷器。探究轉子18檔通風道內流量的分配，仿真計算各通風道的流量值如表6所示。

表6 轉子18檔通風道質量流量

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

圖14 轉子鐵心通風道流量的變化

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)。因為有一部分流體從定子繞組的端部進入電機中間位置，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阻力，所以兩側流量分配較少。

4 結 語

本文對一臺3 MW空-空冷雙饋風力發(fā)電機進行了近真實整機三維溫度場仿真，并且與試驗進行了對比，對電機內部流場和溫度場進行了分析，同時仿真計算了轉子18檔通風道的質量流量值。得到如下結論：

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

(2) 電機一次側的總風流量為3.34 kg/s，且總風量在非傳動端和傳動端的流量分配基本保持均衡，與兩端物理尺寸相匹配。

(3) 電機轉子18檔通風道的流量呈現(xiàn)中間高、兩端低的趨勢，且兩端基本對稱。