永磁风力发电机三维温度场计算及分析

胡 田 唐任远 李 岩 安忠良 佟文明

（沈阳工业大学国家稀土永磁电机工程技术研究中心 沈阳 110870）

1 引言

风电正成为我国应对能源和环境挑战、实施低碳能源战略的重要组成部分。在市场需求和竞争的推动下，中国风电设备制造业技术升级和国际化进程加快[1]。目前中国已成为全球发展最迅猛的风电设备研发和制造基地，风力发电发展迅速，不过同时也面临着突出的问题：起点低、起步晚、创新能力薄弱、缺乏自主知识产权的核心技术。因此，尽快研制和生产具有自主知识产权的风力发电设备，减少对进口设备的依赖，降低成本对我国具有重要的意义[2]。

直驱式风力发电机可以直接与风轮相连，省去了齿轮箱，减少了能量损失、发电成本和噪声，不仅增加了系统的稳定性，还提高了系统的效率和可靠性，降低了系统的成本，成为国内外风力发电中重要的研究方向[3-5]。

随着电机单机容量的日益增大，风电设备可靠性将是不容忽视的问题，对风力发电机电机发热问题的研究显得日益重要，风力发电机运行时的温升高低程度将直接影响发电机的使用寿命和运行的可靠性。如果发电机定子绕组在运行的时候温升过高，会将定子绕组的绝缘损坏；而如果发电机的永磁体温升过高，会使永磁体发生不可逆退磁，发电机无法正常运行。温升作为电机试验的一个重要测量指标，关系到电机运行的安全性，因此对电机内温度场的计算就显得非常重要[6-8]。

电机运行时会产生损耗，损耗转变成热能并经电机冷却系统带走，同时使电机各部件温度升高 。可以说损耗计算是温度场计算的基础，因而计算出电机各部分损耗的分布对温度场计算有着重要意义。

本文以一台 100kW 径向磁通永磁同步风力发电机为例，利用有限元法对电机的温度场进行了计算，研究了在不同杂散损耗取值下电机温升的分布。另外，分析了装配间隙、电机运行风速对电机温升计算产生的影响。

2 永磁风力发电机温度场的理论分析

根据传热学的基本理论，在直角坐标系下，电机内的稳态温度场求解可归结为如下的边值问题

式中λx，λy，λz——x，y，z方向上的导热系数；

qV—— 热源密度，是电机各部件单位体积产生的损耗；

α—— 对流散热系数；

Tf—— 周围流体的温度。

由变分原理可知，式（1）的等价变分方程为

对其作离散化处理后，可得到三维温度场有限元方程

式中T——求解域内全部节点温度所形成的温度阵列；

K，F——总体系数矩阵和总体右端矢量。

对方程进行求解后可得到求解域内全部节点的温度值。

3 基本假设与求解区域的确定

3.1 基本假设

为了计算方便，在温度场计算过程中，对电机进行如下假设：①认为定子槽内左、右侧绕组的发热情况相同，且忽略趋肤效应；②不对股线绝缘、层间绝缘以及主绝缘分别进行处理，而是将所有槽绝缘及槽内空气等效为一个绝缘实体，实体采用一个等效的导热系数；③由于电机为模块化结构，每个模块在装配过程中与相邻模块之间会出现缝隙，在有限元计算的时候，仍然将电机看成一个整体进行计算分析；④假设电机浸漆状态良好、浸渍漆填充均匀、定子绕组铜线上的绝缘漆均匀分布、定子槽绝缘与定子铁心紧密接触无间隙、忽略股线间由于绝缘漆膜存在所造成的误差；⑤绕组端部伸出部分长度由等效的直线伸出长度来表示。

通过如上假设，可以将左、右侧绕组分别等效为一个整体的实心铜块；将浸渍漆、绕组的绝缘漆、槽绝缘、层间绝缘等效为一个统一的导热实体。

3.2 求解区域的确定

由于电机在轴向方向上以轴向中心为截面对称，因而为减少计算量，取一个单元电机的大小为求解区域。

根据基本假设，可以得到电机的求解区域（见图1），图2为采用有限元法计算时的剖分图。

图1 电机温度场求解域Fig.1 The solution domain of generator temperature field

图2 电机温度场求解域剖分图Fig.2 Grid of generator motor temperature field

4 永磁风力发电机发热分析

4.1 电机热源的分析

定子铁心的热源主要来自两方面：绕组铜耗和铁心损耗。通过电磁计算可以求得电机中铁心的磁场分布，并根据式（4）来求得电机的铁耗

在计算过程中，定子铁心损耗将分为齿部损耗与轭部损耗两部分，两部分损耗的具体比值由齿、轭部磁通密度及齿、轭部所占体积来决定。

另外将电机的杂散损耗按 1∶1的比率分别施加到定子齿部与转子极靴上。由于永磁体上涡流损耗相较于电机的其他损耗较小，因而在计算中忽略。电机各部分损耗具体数值见表1。

表1 电机各部分损耗Tab.1 The loss of generator（单位：W）

4.2 电机各部分的导热系数及边界条件

由于将绕组绝缘看作一个等效实体，因此将根据绝缘等级、由试验得到的经验数据来作为等效绝缘的导热系数[10]。对于F级绝缘，该绝缘体的导热系数取值为0.26W(m·K)-1。

定子铁心和机壳之间的装配间隙在大型电机温度场计算中不可忽略，为了便于建模，在模型中将其数值放大，同时为了不影响计算结果，这一部分的导热系数也相应的放大。电机大部分材料的导热系数见表2。

表2 电机内材料的导热系数Tab.2 The thermal conductivity of materials in the generator（单位：W(m·K)-1）

另外，采用一个等效的导热系数来模拟定、转子之间气隙的传热，假定气隙中无轴向气流。

其中气隙中的雷诺数可表示为

式中ω——转子的圆周速度（即线速度）；

δ——气隙的长度；

v——空气的运动粘度。并与临界雷诺数进行比较，临界雷诺数可表示为[8]

式中R1——定子内径。

计算得出

因此判断气隙中的空气流动为紊流，在这种状态下，气隙的有效导热系数可用下式计算

其中r0——转子外径；

R1——定子内径。

计算出气隙的有效导热系数为0.103W(m·K)-1。

电机温度场计算的边界条件包括：生热边界、散热边界和绝热边界。发电机内发热体单位体积的生热量为生热边界；在模型的对称边界处为绝热边界，即不发生热交换；而散热边界则取决于电机的冷却条件，根据冷却介质的流速，计算电机内与冷却介质接触的不同部位的对流散热系数。不同的冷却系统结构，不同的冷却介质流速、不同的表面特性，对流散热系数均不相同。自然通风系统，机壳表面的对流散热系数与自然风吹拂的速度v之间的关系可以表示为

式中α˜——平静空气中的散热系数；

k——吹拂效率系数，对于机壳表面，该数值取为1.3。

5 永磁风力发电机温度场计算结果分析

5.1 计算结果

永磁风力发电机温度场计算结果（见图3）。其中具体计算结果见表3。

由计算结果可以看出，电机的最高温升出现在绕组中部。这是由于定子绕组和铁心是电机的主要热源，而转子上损耗较小。另外由于端部散热条件的存在使定子绕组温度由外向内递增。

图3 电机温度场计算结果Fig.3 The result of generator temperature

表3 电机温度场计算值Tab.3 Thermal field results of the generator（单位：K）

5.2 计算结果与实验数据对比

计算的永磁同步风力发电机在机壳外部通有自然风冷却，内部无冷却系统，在试验中实际测量了外加风速、并利用埋测温片的方法测量了定子三相绕组的温度，利用红外线测温仪测量了电机机壳外表面的温度。计算结果与实验数据对比见表 4。由比较结果可以看出，温度场计算结果较为准确。

表4 电机温度场计算结果与实验数据对比Tab.4 Thermal field results and experimental data of the generator

5.3 温度场计算中一些因素的影响

5.3.1 杂散损耗取值对温度场计算的影响

一般来说，在电机设计的时候，将电机的杂散损耗取为总损耗的0.5%，但这只是近似值，不够准确，本文比较了杂散损耗取值占电机总功率0.5%～2%的情况下，电机的温升变化。

杂散损耗的改变主要会影响电机轭部与极靴的生热率，在不同的杂散损耗下，电机轭部与极靴的生热率见表 5。在不同的杂散损耗取值下，电机的温升变化见表6。

表5 不同杂散损耗取值下的生热率Tab.5 Heating rate in different stary losses

表6 不同杂散损耗取值下电机温升的变化Tab.6 Winding temperature rise versus stary losses

由表6可以看出，当电机的杂散损耗取值不断上升时，电机的温升也按一定数值稳定上升。

5.3.2 电机运行时外表面风速对温度场计算的影响

由于在实验过程中是用冷却风机的方式来模拟自然通风下的风速，而机壳外表面又是电机主要的冷却条件。因而在不同外表面风速情况下，电机的温升也不相同。

在不同外表面风速的条件下，分别计算了电机的温度场，其结果见表7。

表7 不同风速下的电机温升Tab.7 The temperature of generator in different wind speeds

从表 7中看出，随着电机外表面风速从 10m/s上升到12m/s，温升逐渐下降，变化趋势为风速每下降1m/s，电机的最高温升上升0.3K。

5.3.3 电机装配间隙对温度场计算的影响

在大型永磁风力发电机的制造过程中，机壳与定子铁心间会有一定的装配间隙，而在以机壳表面为主要冷却条件的电机温度场计算中，电机的装配间隙是不可忽略的。当取消电机的装配间隙时，电机温度场的计算结果如图4所示。

图4 取消装配间隙后温度场计算结果Fig.4 The result of generator tempertare without assembly gap

由结果可见，当不考虑电机的装配间隙时，电机的温升大大降低。这是因为装配间隙处的材料条件为空气，而空气的导热条件很差，有装配间隙时相当于在电机的机壳与定子铁心之间加了一个小的空气层来隔热，而这个条件又是不可忽略的。

6 结论

本文通过对100kW永磁同步风力发电机进行三维温度场计算分析，得出如下结论：

（1）通过对样机三维温度场的计算与实验结果对比，验证了计算的准确性，说明文中所采取热源、绕组等效导热系数的计算方法的可行性。为表面自然风冷类型的永磁风力发电机的温度场计算提供了参考。

（2）通过三维温度场的计算可以得出自然风冷类型电机温度的分布规律，径向上最高温度出现在定子绕组处。另外，由电机端部设置的散热条件，导致绕组中部温度要高于绕组端部的温度。

（3）电机杂散损耗的大小及分布对电机温升计算结果的影响较大，电机温升随杂散损耗取值增大而增大，因而在计算中需要对杂散损耗的取值和分布进行谨慎考虑。电机在稳定运行时，外表面风速对电机温升影响不大，另外电机的装配间隙对电机温升计算结果影响非常大，不可忽略。

[1] 洪俊. 风力发电的发展现状与趋势[J]. 现代商业,2008, 18(4): 251-254.Hong Jun. Development present situation and trend of wind power[J]. Modern Commercial, 2008, 18(4):251-254.

[2] 李俊峰, 施鹏飞, 高虎. 中国风电产业发展现状与展望[J]. 电气时代, 2011, 28(3): 39-44.Li Junfeng, Shi Pengfei, Gao Hu. Wind power industry development present situation and prospect of China[J]. Electric Age, 2011, 28(3): 39-44.

[3] 唐任远等. 现代永磁电机理论与设计[M]. 北京: 机械工业出版社, 2000.

[4] 薛玉石, 韩力, 李辉. 直驱永磁同步风力发电机组研究现状与发展前景[J]. 电机与控制应用, 2008,35(4): 1-5.Xue Yushi, Han Li, Li Hui. Overview on direct-drive permanent magnet synchronous generator for wind power system[J]. Motor and Control Application,2008, 35(4): 1-5.

[5] Brisset S, Vizireanu D. Design and optimization of a nine-phase axial-flux PM synchronous generator with concentrated winding for direct-drive wind turbine[J].IEEE Transaction on Industry Applications, 2008,44(3): 707-715.

[6] 李伟力, 李勇, 杨雪峰, 等. 大型空冷汽轮发电机定子端部温度场与流体场的计算与分析[J]. 中国电机工程学报, 2009, 29(36): 80-87.Li Weili, Li Yong, Yang Xuefeng, et al. Temperature and fluid flow field calculation and analysis of stator end of air cooled turbo—generator[J]. Proceedings of the CSEE, 2009, 29(36): 80-87.

[7] 李伟力, 陈玉红, 霍菲阳. 大型水轮发电机转子旋转状态下磁极间流体流动与温度场分析[J]. 中国电机工程学报, 2012, 32(9): 132-139.Li Weili, Chen Yuhong, Huo Feiyang. Fluid flow and temperature field analysis between two poles of a large air-cooled hydro—generator rotor in rotation[J].Proceedings of the CSEE, 2012, 32(9): 132-139.

[8] 丁舜年. 大型电机的发热与冷却[M]. 北京: 机械工业出版社, 1998.

[9] 陈世坤. 电机设计[M]. 北京: 机械工业出版社,2000.

[10] 魏永田, 孟大伟, 温嘉斌. 电机内热交换[M]. 北京:机械工业出版社, 1998.