永磁风力发电机流场与温度场耦合分析

丁树业 孙兆琼

（1.哈尔滨理工大学电气与电子工程学院 哈尔滨 150080 2.中国电子科技集团公司第21研究所 上海 200233）

1 引言

随着可再生能源发展的全球化，风力发电建设的规模不断扩大，如何提高单机容量成为人们急需解决的重要问题之一。然而，电机的发热问题始终是制约风力发电机向大容量发展的首要因素，因此，对永磁风力发电机进行温升计算以及对通风结构进行优化设计势在必行[1,2]。

近年来，国内外专家学者在该领域的研究主要包括电磁设计、齿槽转矩分析、静态或瞬态运行特性分析、控制系统以及驱动系统等方面[3-6]，公开发表的文献中涉及永磁风力发电机的发热与冷却问题的研究较少。所以对大型永磁风力发电机的通风结构及热性能进行数值研究具有一定的实际意义。

以文献[7-16]中研究的内容作为基础，利用Fluent软件，针对2.5MW直驱式永磁风力发电机建立了三维流动与传热耦合的物理模型，结合工程实际给出相应的基本假设与边界条件，并根据计算流体力学原理以及传热学理论给出耦合场求解的控制方程，采用有限体积法对电机内的流体场与温度场进行数值计算，并将仿真结果与实测结果进行对比，验证了耦合场计算结果的正确性，得出一些有益结论，为大容量永磁发电机的温升计算以及通风结构的设计提供了理论分析的参考依据。

2 流体流动及传热机理

本文以计算流体力学以及数值传热学为理论基础，采用有限体积法对电机内部冷却气体的流变特性、对流换热以及热传导进行研究[15,16]。计算流体力学以及数值传热学的基本思想为：用一组离散点变量来描述原本在时间及空间域上连续的物理场（如：速度场和温度场等），并用数学方程组来描述这些离散变量之间的关系，然后将代数方程组的离散结果作为待解的场变量的近似值。

2.1 流体流动机理

发电机内流体在流动的时候应同时满足质量守恒、动量守恒以及能量守恒的定律。矢量表达式如下：

式中 ρ—密度（kg/m3）；

t—时间（s）；

u，v，w—x、y、z方向的速度分量（m/s）；

E—每一单位容量所含总能量；

p—压力。

2.2 传热机理

传热微分方程根据傅里叶定律与能量守恒定律建立，用来描述物体温度随时间和空间的变化规律，各向异性介质中流固耦合传热的三维稳态控制方程可表示为

式中 T—物体边界面处的温度（℃）；

λx，λy，λz—求解域内各种材料沿 x、y以及 z方向的导热系数（W/(m·K)）；

qV—求解域内各热源体之和（W/m3）；

S1—物体某一恒温的边界；

T0—物体边界面的温度值；

q0—边界面S2的热流密度，需要对其进行人为赋值；

α—散热表面的散热系数（W/(m2·K)）；

Tf—周围流体的温度（℃）。

3 求解模型的建立

3.1 发电机基本参数与通风结构

2.5 MW 永磁风力发电机的基本技术参数如下：额定电压为710V；功率因数大于等于0.94；额定转速为 1 650r/min；电机极数为 16；绝缘等级为F级。

发电机与冷却器构成一个完整的风路系统如图1所示，其中冷却器是降低发电机温升的主要部分，其结构比较简单，由涡轮风机、冷风管道、挡板以及箱体构成，冷风管道与涡轮风机直接相连，在空间上与箱体完全隔绝，冷却器箱体内的挡板主要起到束缚流体流动路径的作用。而发电机内部的风路结构较为复杂，导致电机内部流体与各部件之间的换热过程也十分复杂。

图1 发电机整体通风系统结构Fig.1 Integral structure of ventilation system

2.5MW永磁风力发电机采用双风路通风系统，整体结构。其中，内风路为密闭循环通风结构，电机两侧端部气腔处各安装一个轴流风扇用来提供一次冷却气体流动的最初压力，使得一次冷却气体依次流过轴向风沟、转子径向风沟、气隙、定子径向风沟、冷却器箱体、端部气腔，形成密闭循环的流通路径，图1中空心箭头所指方向即为内风路一次冷却气体的循环方向。而外风路即为冷却器的冷风管，利用涡轮风机持续将低温二次冷却气体从一侧压入冷风管道内，并从另一侧流出，而冷却器箱体内升温后的一次冷却气体在冷却管外部环绕流动，由于挡板束缚了流体流动路径，使得一次冷却气体与低温冷却管进行两次热量交换，这样，二次冷却气体间接地将发电机运行时产生的热量带到电机外部，图1中虚线箭头所指方向即为二次冷却气体的流动方向。

表1以不同热源体为单位列出了发电机额定运行状态下各部分损耗分布。其中转子侧的损耗包括转子的铁耗、转子的杂散损耗以及由于转子转动时所产生的机械损耗三部分构成。

表1 发电机损耗分布Tab.1 The loss distribution of generator

3.2 求解域物理模型

根据永磁风力发电机通风系统的结构特点以及流体流动与传热的特性，建立三维流体场与温度场耦合求解的物理模型。考虑到定子齿槽结构沿圆周方向的对称性，将一个定子齿距设定为求解域，如图2所示。图2中，z轴与电机轴向中心线重合，y轴与定子槽中心线重合。采用混合式网格进行剖分，对于求解域内的不同区域分别采用不同的网格类型以及不同的单元体积进行剖分，形成混合式网格。

3.3 基本假设及边界条件

2.5MW永磁风力发电机的内风路为密闭循环系统，电机内温度场及流体场的计算十分复杂，因此为了简化求解模型，做出以下假设：

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

（1）不考虑集肤效应，认为定子绕组产生的铜耗在导体内部均匀分布。

（2）认为定子铁心中的损耗分别在齿部和轭部均匀分布。

（3）槽内所有绝缘以及槽楔具有相同的热性能。

（4）由于只研究发电机额定状态下匀速旋转的稳态运行，认为冷却器对发电机的冷却效果沿圆周方向相同[17,18]。

根据通风系统结构特点以及整域传热特性，认为发电机两端风扇位置处为内风路入口和出口的分界面，如图2所示。求解域内具体边界条件设置如下：

（1）求解域的固体区域包括铜导线、绕组绝缘、铝挡板、定转子铁心硅钢片，其中铜导热系数为398W/(m·K)；绝缘导热系数为0.22W/(m·K)；铝的导热系数为190W/(m·K)；叠装后硅钢片为各向异性导热介质，沿x、y、z方向的导热系数分别为（43，43，1.6）W/(m·K)；

（2）求解域非周期性外表面的散热系数按经验值确定，设为35W/(m2·K)，周期性边界处的温度梯度为0，因此认为该边界为是绝热面。

（3）内、外风路的入口均为速度入口边界条件，速度大小分别为0.8566m/s和21.47m/s。

（4）内、外风路的出口均为自由流出口边界条件。

（5）求解域流体与固体的接触面均为无滑移边界。

4 温度场计算结果分析

4.1 计算结果与实测值对比

根据上述建立的数学模型和物理模型，以及基本假设和边界条件的基础上，利用有限体积法计算出发电机不同位置的温度场分布，计算结果显示求解域内最高温升为76.99K。

采用电阻法对发电机定子绕组进行了温升测试，获取了定子绕组的平均温升值，表2为电机计算所得的定子绕组平均温升值与实测值的对比。

表2 计算值与实测值的比较Tab.2 Calculated results of temperature rise comparing with test value

由表2可知，温升计算结果与实测值基本吻合，相对误差仅为-2.46%，满足工程实际要求，试验结果验证了耦合场计算结果的准确性，也证明了本文计算方法的合理性。

4.2 整体温升分析

为清楚描述发电机各部件以及冷却介质的温升变化趋势，图3给出了发电机槽中心子午面（即通过发电机轴线和定子槽中心线的平面）的温升分布，表3给出了发电机各部件的平均温升和最高温升。

图3 槽中心子午面的温升分布Fig.3 Temperature rise distribution of meridian surface across slot centre

表3 发电机各部件温升值Tab.3 Temperature rise of generator parts

由图3和表3可知，整个求解域内温升分布十分不均匀，其中，定子绕组温升最高，而转子铁心的温升较低，但电机各部件的温升分布相对比较均匀。

发电机轴中心截面的温升分布如图4所示，可以看出，发电机各部件以及一次冷却介质的温升沿径向的变化有先增加后减小的趋势，而整个平面内的温升相对于定子槽中心线呈现对称分布。

图4 轴中心截面温度分布Fig.4 Temperature rise distribution of centre section in axial direction

由于发电机运行时定子绕组内通有较高的电流，产生的铜耗较大，产生的热量也很大，因此导致定子绕组温升较高。然而，转子部分的温升相对很低，原因在于永磁电机利用转子内的永磁材料进行励磁，无绕组励磁，省去了相应的电损耗，使得转子本身的产热量较低；另一方面，一次冷却气体在冷却器内降温后首先流过转子轴向风沟和转子径向风沟，与转子铁心及永磁体进行换热，换热性能较好，因此转子铁心温升较低，平均温升仅为15.65K。由此可以说明电机发热对永磁体磁性能的影响很小，可忽略不计。

4.3 定子绕组及定子绝缘温升分析

定子上、下层绕组沿轴向的温升值沿轴向呈对称分布，沿着轴中心至两端延伸的方向，槽内绕组温升逐渐升高，而端部绕组温升逐渐降低，定子槽内绕组的温升在轴中心位置达到最低值，但温升值的变化范围较小，上、下层绕组最大温差为2.53K。定子绝缘以及槽楔部分的最高温升为76.92K，最低温升为23.91K，图5给出了定子绝缘（包括槽楔）的温升分布。

由图5可以看出，沿着轴中心至两端延伸的方向，定子绝缘的温升呈现出先升高后减小的趋势，与对应的定子导体的温升变化趋势基本保持一致，并且定子绝缘的温升值维持在很高的水平范围内，约为58.36～76.92K，具体数值与定子股线的温升值相差不多，而低温区域主要集中在槽楔位置。该电机为F级绝缘、H级考核，因此运行时的最高温升远远低于绝缘条件所允许的极限温升。

图5 定子绝缘温升分布Fig.5 Temperature rise distribution of stator insulation

5 流体场计算结果分析

5.1 整体流速分析

通过计算可以得到整个求解域内的流体场分布，图6给出了求解域内流体部分的三维流体场分布，即一次冷却气体和二次冷却气体的流速分布。从图中可以看出整个空间内风速分布十分复杂，流体流速的绝对值关于轴中心截面呈对称分布，其中，定转子径向通风沟内的流速很高，冷却器内一次冷却气体流速较低。转子轴向风沟内的流速分布不均匀，一次冷却气体以较高的轴向速度分别从电机两端向中间流动，并在轴中心处会和，因此沿着轴中心至电机两端延伸的方向，定转子径向风沟内的流体流速呈现递减的趋势分布。由于外风路为形状规则的长直管道，其内部二次冷却介质的流速分布十分均匀。

图6 求解域三维流速分布Fig.6 3D velocity distribution of solution region

5.2 径向风沟内流速分析

为了详细分析径向通风沟内的流体场分布，图7给出了电机轴中心截面处的流体场分布，从图中可以看出，转子径向风沟内的流速分布比较均匀，而定子径向风沟内的流速分布十分不均匀。

图7 径向通风沟中心截面流体场分布Fig.7 Velocity distribution of center section inside radial ventilation duct

由于定子通风沟内的槽楔和绕组均为扰流物体，对冷却气体的流动具有一定的阻碍作用，使得绕组两侧的风速较高，尤其是槽楔两侧的气体流速最高，同时由于扰流物体的阻碍作用，还导致绕组底部的风路内（及扰流物体后方）出现尾流。在冷却管外围一次冷却气体的流速有所增加，但分布十分不规律，在绕过冷却管以后，一次冷却气体的流动充分发展，因此流体场的分布比较规律。

图8给出了径向风沟内定子齿中心线及槽中心线位置的流速分布，横坐标表示径向长度，转子径向风沟长度范围是 0.19～0.31m，定子径向风沟长度范围是0.32～0.43m。

图8 定子齿中心线及槽中心线位置处的速度值Fig.8 Velocity magnitude along center lines of stator tooth and slot

由图中曲线可知，对于齿中心线位置的一次冷却气体，其流动速度在转子通风沟内基本保持平稳，速度大小约为6.75m/s，进入气隙后风速迅速升高至22.62m/s，在定子槽楔附近风速继续迅速增加至29.64m/s，随后风速迅速减小，到达下层绕组处，风速开始缓慢下降。在槽中心线位置的径向风沟内，一次冷却气体在转子通风沟内速度缓慢下降，进入气隙后速度突然下降，由于定子绕组和槽楔的阻碍作用，一次冷却气体需绕过定子绕组流动，在扰流物体后方位置，流体速度先升高后减小，但速度值很小，始终低于4m/s。

5.3 冷却气体传热性能分析

冷却系统的结构与冷却气体传热性能直接关系到电机通风系统内热交换的好坏，影响电机运行特性。由数值计算结果可知，定子端部绕组周围气体温升最高，可达45K，这是由于端部绕组发热量较大，而且一次冷却气体刚刚经过冷却器的降温后流经此处，导致流固两种介质的温差较大，同时对流换热的接触表面积较大，因此换热效果十分明显。

2.5MW永磁风力发电机的内风路为密闭循环冷却系统，通过电机端部轴流式风扇的强迫施压，一次冷却气体从端部风路流经转子护环进入转子轴向以及径向通风沟内，与转子铁心和永磁体进行换热后进入气隙，再流入定子径向通风沟继续进行对流换热，一次冷却气体吸收定转子铁心、永磁体以及定子绕组产生的热量后温度有所增加，从电机内流出，进入机壳外部的冷却器内。由于挡板对流体流动路径的束缚作用，一次冷却气体在冷却器内与冷风管进行两次热交换，冷却效果十分明显。经过外风路的降温后一次冷却介质重新回到电机端部的轴流式风扇，完成一次冷却循环。由图7可以看出，沿着一次冷却介质的流动方向，温度有先增加后减小的趋势。

外风路采用压入式的通风方式，利用低温的二次冷却气体与升温后的一次冷却气体进行热交换，从而间接将发电机运行时产生的热量带走。计算结果显示：一次冷却介质在电机内换热后流出电机外壳，在进入冷却器之前温度升高17.11K，经过冷却器的充分换热，一次冷却介质的温度迅速降低，为下一次循环做好准备。二次冷却气体出口处的温升仅为 4.51K，但风量远远高于一次冷却气体，因此换热能力较强。

6 结论

本文通过对2.5MW永磁风力发电机通风结构及热性能的数值研究，得出如下结论：

（1）实测温升数据验证了本文耦合场计算结果的准确性，证明了本文研究方法的正确性。

（2）温度场分布十分不规律，其中定子绕组温升最高，而转子铁心温升较低，电机运行时产生的热量对永磁材料的磁性能影响很小。

（3）沿着轴中心至两端延伸的方向，定子槽内绕组的温升逐渐升高，而端部绕组的温升逐渐下，而定子绝缘与对应导体的温升变化趋势保持一致。

（4）内风路流速十分复杂，流体场关于轴中心截面呈对称趋势分布，而且沿着轴中心位置至两端延伸的方向，定转子径向风沟内的风速呈递减的趋势分布，而外风路内的二次冷却气体流速分布比较规律。

（5）定子绕组和槽楔作为扰流物体，对一次冷却气体的流动具有阻碍作用，导致定子绕组两侧气体流速很高，而槽底后方位置速度很小。

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