焦守雷, 王成賢

(中車山東風電有限公司,濟南 250022,E-mail:jiaoshoulei.sd@crrcgc.cc)

風力發(fā)電機組配套的交-直-交大功率變流器,在正常運行時,由于IGBT高頻通斷、濾波系統(tǒng)以及導電銅排,所產(chǎn)生的熱損耗巨大[1],一般在幾十個千瓦以上。風電機組運行過程中常因變流器高溫問題而停機或限功率運行[2]。變流器常規(guī)冷卻方式有水冷和強制風冷兩種,其中強制風冷型變流器具有明顯的成本優(yōu)勢,在行業(yè)中愈來愈被廣泛應用。風冷型變流器散熱基本原理為利用塔架煙囪效應,變流器直接排放的熱空氣自行往塔架頂部流動[3]。然而,在塔筒外部環(huán)境溫度較高時及塔筒內(nèi)部空間相對密閉,極易出現(xiàn)變流器周圍空氣溫度過高,進而變流器進風口溫度過高,導致變流器產(chǎn)生高溫報警現(xiàn)象,嚴重影響風力發(fā)電機組的正常穩(wěn)定運行。針對處于相對密閉空間內(nèi)的變流器進行有效散熱設計,是大功率變流器安全、可靠、穩(wěn)定運行的關鍵。本文通過變流器-塔筒結合的形式,進行綜合熱流仿真,對塔架內(nèi)空間進行傳熱計算,設計了新型散熱系統(tǒng)并進行仿真分析,并展開散熱效果對比分析,以確定散熱系統(tǒng)是否能滿足變流器散熱要求。采集分析風電場現(xiàn)場運行數(shù)據(jù),以驗證計算與分析的準確性,證明散熱結構滿足工程實際要求。

1 變流器的損耗計算

變流器設計中,損耗主要由三部分組成,分別為并網(wǎng)系統(tǒng)、濾波系統(tǒng)和功率模塊系統(tǒng)。并網(wǎng)系統(tǒng)主要為載流的大功率開關器件,損耗約占整體的15%,濾波系統(tǒng)主要為機側、網(wǎng)側電抗器、電容器、電阻,損耗約占整體的15%,功率模塊系統(tǒng)由三相全控整流、逆變回路和直流母線電容組成,損耗約占整體的70%,其中占比最大的功率模塊損耗主要由IGBT模塊高頻通斷和反并聯(lián)二極管產(chǎn)生,主要為通態(tài)損耗和開關損耗。

變流器三相整流和逆變電路采用SVPWM的控制方式,正常輸出正弦波電流時的IGBT模塊和反并聯(lián)二極管的通態(tài)損耗分別為[4]:

(1)

(2)

式中:I0為實際電流有效值;ψ為實際電流和電壓間的相角;M為調(diào)制度,它為相電壓峰值與方波相電壓基波峰值(2VOC/π)之比;TJ為IGBT模塊實際結溫;Uce25 ℃,UF25 ℃分別為IGBT模塊和反并聯(lián)二極管在25 ℃時的額定導通壓降;rce25 ℃,rF25 ℃分別為IGBT模塊和反并聯(lián)二極管在25 ℃時的額定通態(tài)電阻;KU_Tr,KU_VD分別為溫度對IGBT模塊和反并聯(lián)二極管導通電壓影響的溫度系數(shù);Kr_Tr,Kr_VD分別為溫度對IGBT模塊和反并聯(lián)二極管通態(tài)電阻影響的溫度系數(shù)。

一個開關周期內(nèi)的IGBT模塊和反并聯(lián)二極管的通態(tài)(開通和關斷)損耗分別為:

(3)

(4)

式中:fsw為載波頻率;Esw,Err分別為IGBT模塊和反并聯(lián)二極管額定狀態(tài)下單脈沖開關損耗;Vcc為橋臂電壓;Ir,Ur分別為參考電流和電壓;KswTr-J,KswVD-J分別為電流幅值對IGBT模塊和反并聯(lián)二極管開關損耗影響的電流系數(shù);KswTr-U,KswVD-U分別為橋臂電壓對IGBT模塊和反并聯(lián)二極管開關損耗影響的電壓系數(shù)。

實際設計中,變流器整流側和逆變側各有三個橋臂,每個橋臂上共有上下2塊IGBT模塊(含反并聯(lián)二極管),因此,變流器功率單元總損耗為:

Ptot=12(Pc_Tr+Pc_VD+Psw_Tr+Psw_VD)

(5)

2 塔筒傳熱計算

變流器設置于塔筒底部平臺,塔筒為筒型結構,采用Q355NE材料,可視為大型管狀散熱器,同時具有煙囪效應,熱空氣自然向上流動,塔筒進風方式為塔筒門百葉窗自然進風,見圖1。

圖1 塔筒及塔筒門

塔筒的自散熱效能是否能滿足變流器的散熱要求,則需進行塔筒傳熱計算[5],主要包括塔筒內(nèi)表面對流換熱系數(shù)計算、塔筒外表面對流換熱系數(shù)計算以及筒壁傳熱計算,其中以塔筒內(nèi)外空氣作為傳熱介質。以某3 000 kW型風電機組塔筒和變流器為研究對象,塔筒傳熱計算參數(shù)設置見表1。

表1 塔筒傳熱計算參數(shù)設計

2.1 塔筒內(nèi)壁對流換熱系數(shù)計算

初始輸入條件為表1中的變流器出風口平均風速,建立變流器及塔筒底平臺模型,利用熱流仿真軟件模擬計算可得到塔筒內(nèi)空氣的速度分布及流線圖[6],見圖2。由圖2(b)可以得知,變流器出風口熱氣流上升,垂向筒壁并沿其向上形成貼附流,不會形成紊流狀態(tài),見圖2(b)A區(qū);而變流器出口下方的熱氣流,在塔筒底部處形成渦流區(qū),即換熱盲區(qū),見圖2(b)B區(qū)。

圖2 塔筒內(nèi)空氣的速度分布及流線圖

以變流器進風口、出風口處0.5 m范圍的空氣作為分析對象,利用仿真軟件計算其在塔筒內(nèi)隨高度變化的流速,得到出口處最大流速為1.8 m/s,最小流速為0.15 m/s,平均流速為1.43 m/s;進風口最大流速為0.9 m/s,最小流速為0.15 m/s,平均流速為0.82 m/s。計算變流器進、出風口的平均速度,作為塔筒內(nèi)部空氣的計算流速,即Vavg1=(1.43+0.82)/2=1.13 m/s。

塔筒內(nèi)部的空氣對流散熱方式可視為被動對流,利用Dittus-Boelter公式[7]計算對流換熱系數(shù)Kin。

Nu1=0.023×[(Vavg1×D1)/v]0.8×0.70.3=
0.023×[(1.13×4.476)/(1.6×10-5)]0.8×
0.70.3=521.2

(6)

Kin=Nu×λ0/D=521.2×0.027/4=
3.518 W/(m2·K)

(7)

式中:Nu為空氣努塞爾數(shù);λ0為空氣導熱系數(shù),為0.027 W/(m·K);ν為空氣運動粘滯系數(shù),為1.6×10-5m2/s。

2.2 塔筒外壁對流換熱系數(shù)計算

塔筒外壁對流換熱系數(shù)可用外掠圓管對流換熱公式[8]進行計算:

(8)

式中:C為常數(shù),由實驗數(shù)據(jù)整理而得;Re為塔筒外壁空氣雷諾數(shù);n為常數(shù),由實驗數(shù)據(jù)整理而得;Pr為空氣的普朗特數(shù)。

計算公式中各參數(shù)的選擇范圍見表2。

表2 計算系數(shù)選擇范圍

本文考慮風電機組運行的各類工況,計算條件為塔筒外空氣流速1 m/s至8 m/s。空氣流速為 1 m/s時,塔筒外壁冷卻空氣的雷諾數(shù)Re1為[9]:

Re1=(V1D2)/v=(1×4.5)/(1.6×10-5)=2.82×105

(9)

式中:V1為空氣流速,1 m/s;D2為塔筒外徑。

空氣流速為1 m/s時,由表2可知,C=0.026 6,n=0.805,計算得出塔筒外壁空氣努塞爾數(shù):

Nu2=0.026 6×(2.82×105)0.805×(0.711)1/3=580.1

(10)

則塔筒外壁冷卻空氣對流換熱系數(shù):

Kout1=Nu2×λ0/D2=
580.1×0.027/4.5=3.481 W/(m2·K)

(11)

以此類推計算,空氣流速為(2～8)m/s時塔筒外壁的換熱系數(shù),見表3。

表3 不同空氣流速下塔筒外壁傳熱系數(shù)

2.3 塔筒壁傳熱計算

將塔筒內(nèi)壁冷卻空氣的對流傳熱系數(shù)Kin=3.518 W/(m2·K)、塔筒材料Q355NE的導熱系數(shù)λ=46 W/(m2·K)、塔筒外壁冷卻空氣的對流傳熱系數(shù)Kout[風速(1～8)m/s]、塔筒內(nèi)部空氣溫度T1=45 ℃、塔筒外壁空氣溫度T2=40 ℃代入公式[10]:

(12)

計算得出不同風速下單位長度塔筒壁面?zhèn)鳠嶂?見表4。

表4 不同風速下單位長度塔筒壁面?zhèn)鳠嶂?/p>

假設塔筒內(nèi)壁氣流連貫、內(nèi)外空氣溫差恒定且塔筒內(nèi)壁空氣平均流速≥1.13 m/s,取塔筒外壁空氣流速為8 m/s,則整個塔筒壁的傳熱量Q=Q1×H=207.74×90=18.7 kW

通過計算可知,通過塔筒門自然進風、塔筒內(nèi)熱空氣煙囪效應的自然排風方式,塔筒壁的傳熱量是無法滿足變流器通風散熱要求的,因此必須增加通風散熱設施。

3 散熱系統(tǒng)結構設計、仿真與優(yōu)化

3.1 結構設計與仿真

將變流器產(chǎn)生的熱量直接排至塔筒外,是最直接有效的散熱方式。塔筒門的百葉窗是冷卻空氣進入塔筒內(nèi)部的唯一通道,故考慮排出的熱量必須遠離百葉窗,避免熱量被重新吸入塔筒。因此在塔筒門下方設計遠離塔筒門的通風管道[11]。

考慮將變流器產(chǎn)生的熱量,經(jīng)導風罩進入塔筒底部空間進行匯集,在塔筒門下方設置通風管道并增設渦輪風機[12],增強通風管道內(nèi)外風壓,加大排風速度,達到增加散熱效率的效果。為避免風量泄漏,導風罩、通風管道等之間充分考慮了端面間、密封環(huán)及環(huán)與端面間的機械密封[13]。且渦輪風機的選型比較了不同風機在相同工況下壓力場、速度場和流線分布[14],在滿足變流器溫升要求的前提下,選取了最經(jīng)濟的渦輪風機,見圖3。

圖3 散熱系統(tǒng)結構圖

建立塔筒內(nèi)部熱仿真模型,進行散熱設計仿真,見圖4。

圖4 熱仿真模型及分析結果

通過仿真分析可知:由于變流器的熱量集中排放到塔基平臺底部空間,塔基層溫度上升約1.6 ℃,塔基平臺底部空間溫度受變流器出風影響,溫度上升約18 ℃,最高溫度約62.718 ℃。軸流風扇入口處,溫度上升約12 ℃,最高溫度約56.2 ℃。但此方案將變流器所有熱量排入底部空間,對底部電纜、自用電變壓器等電氣設備使用壽命影響較大,將帶來老化、破損、絕緣等風險,影響風電機組的正常穩(wěn)定運行,因此需對此方案進行優(yōu)化。

3.2 設計優(yōu)化與仿真

在上述方案的基礎上,設計集風罩及導風管路,將變流器產(chǎn)生的熱量在單獨的空間內(nèi)匯集并排出塔筒外。通過計算分析,導風管路截面積影響外部渦輪風機氣流流通能力,選取合適的管道界面,可有效減少風扇尖部氣流分離區(qū),使冷卻系統(tǒng)風量獲得提升[15]。見圖5。

圖5 優(yōu)化后的散熱系統(tǒng)結構圖

建立塔筒內(nèi)部熱仿真模型,進行散熱設計仿真,見圖6。通過仿真分析可知:變流器產(chǎn)生的所有熱量經(jīng)過集風罩全部導入到風管中,塔基層溫度上升較小,塔基平臺底部環(huán)境溫度上升在1 ℃之內(nèi),最高溫度約45.4 ℃,基本與塔筒內(nèi)假設溫度一致,軸流風扇出風口溫度上升約18 ℃,最高溫度為60.5 ℃。變流器產(chǎn)生的熱量匯集后全部排出塔筒外,有效避免了高溫環(huán)境對電纜、自用電變壓器等電氣件因受熱發(fā)生老化、破損的風險,有效保證了風電機組的正常運行。

圖6 熱仿真模型及分析結果

4 實測對比與分析

目前,本文所述的大功率風力發(fā)電機組變流器散熱系統(tǒng)已成功運用到某風電場3 MW機組。為對比變流器散熱系統(tǒng)結構設計與優(yōu)化后的效果,在項目現(xiàn)場選取兩臺距離相近、地理環(huán)境相似的風電機組,其中一臺機組采用集風罩匯集熱量并在渦輪風機作用下經(jīng)導風管排出,以模擬優(yōu)化后的變流器散熱結構設計;另一臺為未安裝集風罩及導風管,以模擬優(yōu)化前的設計,即熱量直接排至底平臺并在渦輪風機作用下排出。

風電機組啟動并正常運行后,對塔筒環(huán)境溫度、底部平臺溫度進行數(shù)據(jù)采集,經(jīng)過高溫季節(jié)(8月份)運行后,對相關數(shù)據(jù)進行分析對比,其8月份運行數(shù)據(jù)對比如圖7、圖8所示。

圖7 優(yōu)化前(無集風罩及導風管)的變流器散熱方案實測數(shù)據(jù)分布曲線

圖8 優(yōu)化后(有集風罩及導風管)的變流器散熱方案實測數(shù)據(jù)分布曲線

通過現(xiàn)場運行數(shù)據(jù)可以看出,風機正常運行時,優(yōu)化前的變流器散熱方案,塔筒環(huán)境溫度最高為39.1 ℃,底部平臺最高溫度51.4 ℃,兩者平均差值約12.5 ℃;優(yōu)化后的變流器散熱方案,塔筒環(huán)境溫度最高39.5 ℃,底部平臺最高溫度40.3,兩者平均差值約0.96 ℃。

通過采集的數(shù)據(jù)與仿真計算結果對比并分析,現(xiàn)場運行數(shù)據(jù)與仿真計算結果近似。優(yōu)化前的變流器散熱方案底平臺平均溫升約12.5 ℃,最高溫度51.4 ℃,已超出底平臺電纜、自用電變壓器等電氣設備正常運行溫度范圍。優(yōu)化后的變流器散熱方案,底平臺最高溫度為40.3 ℃,相對塔筒環(huán)境溫升約1攝氏度,基本為集風罩、導風管輻射熱,冷卻效果較好,對底平臺電纜、自用電變壓器等電氣設備無影響,優(yōu)化后的變流器散熱系統(tǒng)整體滿足變流器散熱需求。

5 結論

本文講述了大功率變流器的熱損耗計算原理,將塔筒作為圓管型散熱裝置,通過關鍵參數(shù)設置,建立仿真模型,通過仿真分析,得到比較直觀的塔筒內(nèi)流體速度分布及流線圖,并利用Dittus-Boelter等公式進行塔壁的熱量傳遞計算。根據(jù)計算結果進行變流器散熱裝置的結構設計,利用熱流仿真技術對變流器的通風與散熱進行仿真計算,然后結合仿真結果對變流器散熱裝置的結構設計進行優(yōu)化,為風冷型變流器的通風散熱提供了理論依據(jù)。最后,通過在風電場高溫季節(jié)的溫度數(shù)據(jù)采集及分析,與仿真計算結果進行比較,對比分析了大功率變流器散熱系統(tǒng)設計在優(yōu)化前、優(yōu)化后的散熱性能差異,驗證了理論計算與仿真模型計算的準確性,同時給出了大功率變流器散熱實測數(shù)據(jù)分布曲線,證明所設計的散熱結構符合工程實際要求,為大功率風力發(fā)電機組變流器的散熱系統(tǒng)的結構設計與優(yōu)化提供了重要參考。