永磁風力發電機流場與溫度場耦合分析

丁樹業 孫兆瓊

（1.哈爾濱理工大學電氣與電子工程學院 哈爾濱 150080 2.中國電子科技集團公司第21研究所 上海 200233）

1 引言

隨著可再生能源發展的全球化，風力發電建設的規模不斷擴大，如何提高單機容量成為人們急需解決的重要問題之一。然而，電機的發熱問題始終是制約風力發電機向大容量發展的首要因素，因此，對永磁風力發電機進行溫升計算以及對通風結構進行優化設計勢在必行[1,2]。

近年來，國內外專家學者在該領域的研究主要包括電磁設計、齒槽轉矩分析、靜態或瞬態運行特性分析、控制系統以及驅動系統等方面[3-6]，公開發表的文獻中涉及永磁風力發電機的發熱與冷卻問題的研究較少。所以對大型永磁風力發電機的通風結構及熱性能進行數值研究具有一定的實際意義。

以文獻[7-16]中研究的內容作為基礎，利用Fluent軟件，針對2.5MW直驅式永磁風力發電機建立了三維流動與傳熱耦合的物理模型，結合工程實際給出相應的基本假設與邊界條件，并根據計算流體力學原理以及傳熱學理論給出耦合場求解的控制方程，采用有限體積法對電機內的流體場與溫度場進行數值計算，并將仿真結果與實測結果進行對比，驗證了耦合場計算結果的正確性，得出一些有益結論，為大容量永磁發電機的溫升計算以及通風結構的設計提供了理論分析的參考依據。

2 流體流動及傳熱機理

本文以計算流體力學以及數值傳熱學為理論基礎，采用有限體積法對電機內部冷卻氣體的流變特性、對流換熱以及熱傳導進行研究[15,16]。計算流體力學以及數值傳熱學的基本思想為：用一組離散點變量來描述原本在時間及空間域上連續的物理場（如：速度場和溫度場等），并用數學方程組來描述這些離散變量之間的關系，然后將代數方程組的離散結果作為待解的場變量的近似值。

2.1 流體流動機理

發電機內流體在流動的時候應同時滿足質量守恒、動量守恒以及能量守恒的定律。矢量表達式如下：

式中 ρ—密度（kg/m3）；

t—時間（s）；

u，v，w—x、y、z方向的速度分量（m/s）；

E—每一單位容量所含總能量；

p—壓力。

2.2 傳熱機理

傳熱微分方程根據傅里葉定律與能量守恒定律建立，用來描述物體溫度隨時間和空間的變化規律，各向異性介質中流固耦合傳熱的三維穩態控制方程可表示為

式中 T—物體邊界面處的溫度（℃）；

λx，λy，λz—求解域內各種材料沿 x、y以及 z方向的導熱系數（W/(m·K)）；

qV—求解域內各熱源體之和（W/m3）；

S1—物體某一恒溫的邊界；

T0—物體邊界面的溫度值；

q0—邊界面S2的熱流密度，需要對其進行人為賦值；

α—散熱表面的散熱系數（W/(m2·K)）；

Tf—周圍流體的溫度（℃）。

3 求解模型的建立

3.1 發電機基本參數與通風結構

2.5 MW 永磁風力發電機的基本技術參數如下：額定電壓為710V；功率因數大于等于0.94；額定轉速為 1 650r/min；電機極數為 16；絕緣等級為F級。

發電機與冷卻器構成一個完整的風路系統如圖1所示，其中冷卻器是降低發電機溫升的主要部分，其結構比較簡單，由渦輪風機、冷風管道、擋板以及箱體構成，冷風管道與渦輪風機直接相連，在空間上與箱體完全隔絕，冷卻器箱體內的擋板主要起到束縛流體流動路徑的作用。而發電機內部的風路結構較為復雜，導致電機內部流體與各部件之間的換熱過程也十分復雜。

圖1 發電機整體通風系統結構Fig.1 Integral structure of ventilation system

2.5MW永磁風力發電機采用雙風路通風系統，整體結構。其中，內風路為密閉循環通風結構，電機兩側端部氣腔處各安裝一個軸流風扇用來提供一次冷卻氣體流動的最初壓力，使得一次冷卻氣體依次流過軸向風溝、轉子徑向風溝、氣隙、定子徑向風溝、冷卻器箱體、端部氣腔，形成密閉循環的流通路徑，圖1中空心箭頭所指方向即為內風路一次冷卻氣體的循環方向。而外風路即為冷卻器的冷風管，利用渦輪風機持續將低溫二次冷卻氣體從一側壓入冷風管道內，并從另一側流出，而冷卻器箱體內升溫后的一次冷卻氣體在冷卻管外部環繞流動，由于擋板束縛了流體流動路徑，使得一次冷卻氣體與低溫冷卻管進行兩次熱量交換，這樣，二次冷卻氣體間接地將發電機運行時產生的熱量帶到電機外部，圖1中虛線箭頭所指方向即為二次冷卻氣體的流動方向。

表1以不同熱源體為單位列出了發電機額定運行狀態下各部分損耗分布。其中轉子側的損耗包括轉子的鐵耗、轉子的雜散損耗以及由于轉子轉動時所產生的機械損耗三部分構成。

表1 發電機損耗分布Tab.1 The loss distribution of generator

3.2 求解域物理模型

根據永磁風力發電機通風系統的結構特點以及流體流動與傳熱的特性，建立三維流體場與溫度場耦合求解的物理模型。考慮到定子齒槽結構沿圓周方向的對稱性，將一個定子齒距設定為求解域，如圖2所示。圖2中，z軸與電機軸向中心線重合，y軸與定子槽中心線重合。采用混合式網格進行剖分，對于求解域內的不同區域分別采用不同的網格類型以及不同的單元體積進行剖分，形成混合式網格。

3.3 基本假設及邊界條件

2.5MW永磁風力發電機的內風路為密閉循環系統，電機內溫度場及流體場的計算十分復雜，因此為了簡化求解模型，做出以下假設：

圖2 求解域物理模型Fig.2 The physical model of solution region

（1）不考慮集膚效應，認為定子繞組產生的銅耗在導體內部均勻分布。

（2）認為定子鐵心中的損耗分別在齒部和軛部均勻分布。

（3）槽內所有絕緣以及槽楔具有相同的熱性能。

（4）由于只研究發電機額定狀態下勻速旋轉的穩態運行，認為冷卻器對發電機的冷卻效果沿圓周方向相同[17,18]。

根據通風系統結構特點以及整域傳熱特性，認為發電機兩端風扇位置處為內風路入口和出口的分界面，如圖2所示。求解域內具體邊界條件設置如下：

（1）求解域的固體區域包括銅導線、繞組絕緣、鋁擋板、定轉子鐵心硅鋼片，其中銅導熱系數為398W/(m·K)；絕緣導熱系數為0.22W/(m·K)；鋁的導熱系數為190W/(m·K)；疊裝后硅鋼片為各向異性導熱介質，沿x、y、z方向的導熱系數分別為（43，43，1.6）W/(m·K)；

（2）求解域非周期性外表面的散熱系數按經驗值確定，設為35W/(m2·K)，周期性邊界處的溫度梯度為0，因此認為該邊界為是絕熱面。

（3）內、外風路的入口均為速度入口邊界條件，速度大小分別為0.8566m/s和21.47m/s。

（4）內、外風路的出口均為自由流出口邊界條件。

（5）求解域流體與固體的接觸面均為無滑移邊界。

4 溫度場計算結果分析

4.1 計算結果與實測值對比

根據上述建立的數學模型和物理模型，以及基本假設和邊界條件的基礎上，利用有限體積法計算出發電機不同位置的溫度場分布，計算結果顯示求解域內最高溫升為76.99K。

采用電阻法對發電機定子繞組進行了溫升測試，獲取了定子繞組的平均溫升值，表2為電機計算所得的定子繞組平均溫升值與實測值的對比。

表2 計算值與實測值的比較Tab.2 Calculated results of temperature rise comparing with test value

由表2可知，溫升計算結果與實測值基本吻合，相對誤差僅為-2.46%，滿足工程實際要求，試驗結果驗證了耦合場計算結果的準確性，也證明了本文計算方法的合理性。

4.2 整體溫升分析

為清楚描述發電機各部件以及冷卻介質的溫升變化趨勢，圖3給出了發電機槽中心子午面（即通過發電機軸線和定子槽中心線的平面）的溫升分布，表3給出了發電機各部件的平均溫升和最高溫升。

圖3 槽中心子午面的溫升分布Fig.3 Temperature rise distribution of meridian surface across slot centre

表3 發電機各部件溫升值Tab.3 Temperature rise of generator parts

由圖3和表3可知，整個求解域內溫升分布十分不均勻，其中，定子繞組溫升最高，而轉子鐵心的溫升較低，但電機各部件的溫升分布相對比較均勻。

發電機軸中心截面的溫升分布如圖4所示，可以看出，發電機各部件以及一次冷卻介質的溫升沿徑向的變化有先增加后減小的趨勢，而整個平面內的溫升相對于定子槽中心線呈現對稱分布。

圖4 軸中心截面溫度分布Fig.4 Temperature rise distribution of centre section in axial direction

由于發電機運行時定子繞組內通有較高的電流，產生的銅耗較大，產生的熱量也很大，因此導致定子繞組溫升較高。然而，轉子部分的溫升相對很低，原因在于永磁電機利用轉子內的永磁材料進行勵磁，無繞組勵磁，省去了相應的電損耗，使得轉子本身的產熱量較低；另一方面，一次冷卻氣體在冷卻器內降溫后首先流過轉子軸向風溝和轉子徑向風溝，與轉子鐵心及永磁體進行換熱，換熱性能較好，因此轉子鐵心溫升較低，平均溫升僅為15.65K。由此可以說明電機發熱對永磁體磁性能的影響很小，可忽略不計。

4.3 定子繞組及定子絕緣溫升分析

定子上、下層繞組沿軸向的溫升值沿軸向呈對稱分布，沿著軸中心至兩端延伸的方向，槽內繞組溫升逐漸升高，而端部繞組溫升逐漸降低，定子槽內繞組的溫升在軸中心位置達到最低值，但溫升值的變化范圍較小，上、下層繞組最大溫差為2.53K。定子絕緣以及槽楔部分的最高溫升為76.92K，最低溫升為23.91K，圖5給出了定子絕緣（包括槽楔）的溫升分布。

由圖5可以看出，沿著軸中心至兩端延伸的方向，定子絕緣的溫升呈現出先升高后減小的趨勢，與對應的定子導體的溫升變化趨勢基本保持一致，并且定子絕緣的溫升值維持在很高的水平范圍內，約為58.36～76.92K，具體數值與定子股線的溫升值相差不多，而低溫區域主要集中在槽楔位置。該電機為F級絕緣、H級考核，因此運行時的最高溫升遠遠低于絕緣條件所允許的極限溫升。

圖5 定子絕緣溫升分布Fig.5 Temperature rise distribution of stator insulation

5 流體場計算結果分析

5.1 整體流速分析

通過計算可以得到整個求解域內的流體場分布，圖6給出了求解域內流體部分的三維流體場分布，即一次冷卻氣體和二次冷卻氣體的流速分布。從圖中可以看出整個空間內風速分布十分復雜，流體流速的絕對值關于軸中心截面呈對稱分布，其中，定轉子徑向通風溝內的流速很高，冷卻器內一次冷卻氣體流速較低。轉子軸向風溝內的流速分布不均勻，一次冷卻氣體以較高的軸向速度分別從電機兩端向中間流動，并在軸中心處會和，因此沿著軸中心至電機兩端延伸的方向，定轉子徑向風溝內的流體流速呈現遞減的趨勢分布。由于外風路為形狀規則的長直管道，其內部二次冷卻介質的流速分布十分均勻。

圖6 求解域三維流速分布Fig.6 3D velocity distribution of solution region

5.2 徑向風溝內流速分析

為了詳細分析徑向通風溝內的流體場分布，圖7給出了電機軸中心截面處的流體場分布，從圖中可以看出，轉子徑向風溝內的流速分布比較均勻，而定子徑向風溝內的流速分布十分不均勻。

圖7 徑向通風溝中心截面流體場分布Fig.7 Velocity distribution of center section inside radial ventilation duct

由于定子通風溝內的槽楔和繞組均為擾流物體，對冷卻氣體的流動具有一定的阻礙作用，使得繞組兩側的風速較高，尤其是槽楔兩側的氣體流速最高，同時由于擾流物體的阻礙作用，還導致繞組底部的風路內（及擾流物體后方）出現尾流。在冷卻管外圍一次冷卻氣體的流速有所增加，但分布十分不規律，在繞過冷卻管以后，一次冷卻氣體的流動充分發展，因此流體場的分布比較規律。

圖8給出了徑向風溝內定子齒中心線及槽中心線位置的流速分布，橫坐標表示徑向長度，轉子徑向風溝長度范圍是 0.19～0.31m，定子徑向風溝長度范圍是0.32～0.43m。

圖8 定子齒中心線及槽中心線位置處的速度值Fig.8 Velocity magnitude along center lines of stator tooth and slot

由圖中曲線可知，對于齒中心線位置的一次冷卻氣體，其流動速度在轉子通風溝內基本保持平穩，速度大小約為6.75m/s，進入氣隙后風速迅速升高至22.62m/s，在定子槽楔附近風速繼續迅速增加至29.64m/s，隨后風速迅速減小，到達下層繞組處，風速開始緩慢下降。在槽中心線位置的徑向風溝內，一次冷卻氣體在轉子通風溝內速度緩慢下降，進入氣隙后速度突然下降，由于定子繞組和槽楔的阻礙作用，一次冷卻氣體需繞過定子繞組流動，在擾流物體后方位置，流體速度先升高后減小，但速度值很小，始終低于4m/s。

5.3 冷卻氣體傳熱性能分析

冷卻系統的結構與冷卻氣體傳熱性能直接關系到電機通風系統內熱交換的好壞，影響電機運行特性。由數值計算結果可知，定子端部繞組周圍氣體溫升最高，可達45K，這是由于端部繞組發熱量較大，而且一次冷卻氣體剛剛經過冷卻器的降溫后流經此處，導致流固兩種介質的溫差較大，同時對流換熱的接觸表面積較大，因此換熱效果十分明顯。

2.5MW永磁風力發電機的內風路為密閉循環冷卻系統，通過電機端部軸流式風扇的強迫施壓，一次冷卻氣體從端部風路流經轉子護環進入轉子軸向以及徑向通風溝內，與轉子鐵心和永磁體進行換熱后進入氣隙，再流入定子徑向通風溝繼續進行對流換熱，一次冷卻氣體吸收定轉子鐵心、永磁體以及定子繞組產生的熱量后溫度有所增加，從電機內流出，進入機殼外部的冷卻器內。由于擋板對流體流動路徑的束縛作用，一次冷卻氣體在冷卻器內與冷風管進行兩次熱交換，冷卻效果十分明顯。經過外風路的降溫后一次冷卻介質重新回到電機端部的軸流式風扇，完成一次冷卻循環。由圖7可以看出，沿著一次冷卻介質的流動方向，溫度有先增加后減小的趨勢。

外風路采用壓入式的通風方式，利用低溫的二次冷卻氣體與升溫后的一次冷卻氣體進行熱交換，從而間接將發電機運行時產生的熱量帶走。計算結果顯示：一次冷卻介質在電機內換熱后流出電機外殼，在進入冷卻器之前溫度升高17.11K，經過冷卻器的充分換熱，一次冷卻介質的溫度迅速降低，為下一次循環做好準備。二次冷卻氣體出口處的溫升僅為 4.51K，但風量遠遠高于一次冷卻氣體，因此換熱能力較強。

6 結論

本文通過對2.5MW永磁風力發電機通風結構及熱性能的數值研究，得出如下結論：

（1）實測溫升數據驗證了本文耦合場計算結果的準確性，證明了本文研究方法的正確性。

（2）溫度場分布十分不規律，其中定子繞組溫升最高，而轉子鐵心溫升較低，電機運行時產生的熱量對永磁材料的磁性能影響很小。

（3）沿著軸中心至兩端延伸的方向，定子槽內繞組的溫升逐漸升高，而端部繞組的溫升逐漸下，而定子絕緣與對應導體的溫升變化趨勢保持一致。

（4）內風路流速十分復雜，流體場關于軸中心截面呈對稱趨勢分布，而且沿著軸中心位置至兩端延伸的方向，定轉子徑向風溝內的風速呈遞減的趨勢分布，而外風路內的二次冷卻氣體流速分布比較規律。

（5）定子繞組和槽楔作為擾流物體，對一次冷卻氣體的流動具有阻礙作用，導致定子繞組兩側氣體流速很高，而槽底后方位置速度很小。

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