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本文基于STAR-CCM+软件搭建了发电机散热-冷却一体化三维流动和传热数值模型,物理模型、基本假设和相关参数设置如下。
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发电机内流体运动和传热规律满足质量守恒、动量守恒和能量守恒三大定律。
质量守恒方程:
$$ \dfrac{{\partial \rho }}{{\partial t}} + \nabla (\rho u) = 0 $$ (2.1) 式中:
$\rho $ ——流体密度(kg/m3);$t$ ——时间(s);$ u $ ——速度矢量(m/s)。动量守恒方程:
$$ \dfrac{{\partial (\rho u)}}{{\partial t}} + {\rm{div}}(\rho uu) = {\rm{div}}(\mu {\rm{grad}}u) - \dfrac{{\partial P}}{{\partial x}} + {S_{\rm{u}}} $$ (2.2) $$ \dfrac{{\partial (\rho v)}}{{\partial t}} + {\rm{div}}(\rho vu) = {\rm{div}}(\mu {\rm{grad}}v) - \dfrac{{\partial P}}{{\partial y}} + {S_{\rm{v}}} $$ (2.3) $$ \dfrac{{\partial (\rho w)}}{{\partial t}} + {\rm{div}}(\rho wu) = {\rm{div}}(\mu {\rm{grad}}w) - \dfrac{{\partial P}}{{\partial z}} + {S_{\rm{w}}} $$ (2.4) 式中:
$P$ ——作用在流体微元上的压力(Pa);$\mu $ ——动力粘度(Pa·s);${S_{\rm{u}}}$ 、${S_{\rm{v}}}$ 、${S_{\rm{w}}}$ ——动量方程的广义源项(N/m3)。能量守恒方程:
$$ \dfrac{{\partial \rho }}{{\partial t}} + {\rm{div}}(\rho vT) = {\rm{div}}\left( {\dfrac{h}{{{c_{\rm{p}}}}}{\rm{grad}}T} \right) + \dfrac{{{s_{\rm{t}}}}}{{{c_{\rm{p}}}}} $$ (2.5) 式中:
$h$ ——流体的传热系数(W·(m2·K)−1);${c_{\rm{p}}}$ ——比热容(J·(kg·K)−1);$T$ ——温度(K);${s_{\rm{t}}}$ ——流体的内热源(W/m3)。 -
实际运行工况下的发电机三维流场、温度场非常复杂,完全还原真实情况的数值计算非常困难。因此,为了提高仿真可行性并保证计算精度,计算过程做出了以下假设[18-20]:
1)假设发电机各部件材料均匀。
2)绕组中的导线包裹绝缘层,假设绕组具有各向异性导热系数,铁芯由硅钢片叠加而成,硅钢片之间存在绝缘涂层,假设铁芯导热系数为各向异性。
3)假设冷却水均匀、恒温、恒速度流入冷却水管内。
4)忽略重力对空气的影响。
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综合考虑计算效率和计算精度,对发电机结构进行了简化处理,忽略螺栓、螺母、铆钉等对流场或温度场影响较小的结构,将多根导线绕扎成的绕组、多层硅钢片压制成的铁芯等效为材料均匀的整体,最终的简化模型应与原模型尽可能保持一致。采用非结构多面体网格对计算域进行离散,由于发电机气隙狭小,因此对该区域附近进行网格加密处理,以准确捕捉气隙内的流动传热。计算模型及网格划分方式如图3、图4所示。
为保证计算结果的准确性并尽可能减少计算消耗的资源,共设计了3种网格方案,网格总量分别为1.2×107、1.8×107、2.4×107,以不同监测点的温度变化为参考,在此基础上开展网格无关性验证工作,验证结果如表1所示。由表知,当网格总量达到1.8×107时,计算结果基本保持稳定,此时网格已满足计算需求。因此,本文选择方案2进行网格划分以开展进一步的研究工作。
监测点 方案1/℃ 方案2/℃ 方案3/℃ 1 119.1 122.7 123.0 2 118.2 120.8 120.9 3 119.3 121.2 121.1 4 115.0 119.0 118.6 5 118.7 122.2 122.0 6 117.8 121.0 121.3 7 115.6 120.7 120.5 8 114.2 121.8 122.2 9 116.5 123.7 124.2 10 117.6 122.7 123.0 11 45.3 49.7 49.7 12 55.2 57.7 57.9 Table 1. Comparison of calculation results of three grid schemes
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采用二阶迎风格式对有限体积方程进行离散,时间离散格式为隐式,湍流模型采用
${\rm{Realizable}}$ ${\rm{k}} - \varepsilon $ 模型。当残差值均小于0.001并且计算域内各物理量数值保持稳定后,视为计算收敛。本文数值模型边界条件设置如下,风冷和水冷系统中,进水口、进风口的速度由冷媒总进流量确定,边界条件设置为速度入口,出水口、出风口设置为压力出口。本文仿真是以发电机温升实验为参考,实验测试时室内环境温度为31℃,故数值模拟外环境温度也设置为31℃,实验时发电机置于开放环境中,因此四周边界设置为压力出口,压力为一倍的标准大气压。发电机内发热体设置为功率热源。
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为验证上述建模方法的可行性以及计算结果的正确性,实验过程中,在发电机绕组、冷却水管出水口、风冷系统出风口不同位置共安装了12个温度传感器,即测点1~12,其中测点1~10布置于不同位置绕组表面,测点11、12分别布置于出水口和出风口处。实时监测额定功率工况和96%额定功率工况的发电机温升情况,实验测试平台如图5所示。
将数值模拟结果与实验结果对比,如表2、表3所示。结果表明,数值模拟结果与实验结果吻合较好,最小误差值为0.2℃,误差比例为0.2%,最大误差值为5.5℃,误差比例为5.1%,误差均在工程误差要求范围内,满足计算精度要求[16],说明本文数值模拟的方法准确可靠。
测点 实测值/℃ 计算值/℃ 误差值/℃ 误差比例/% 1 123.5 122.7 −0.8 −0.6 2 117.8 120.8 3.0 2.6 3 118.4 121.2 2.8 2.4 4 120.5 119.0 −1.5 −1.2 5 123.7 122.2 −1.5 −1.2 6 120.7 121.0 0.3 0.2 7 121.0 120.7 −0.3 −0.2 8 122.3 121.8 −0.5 −0.4 9 122.6 123.7 1.1 0.9 10 122.3 122.7 0.4 0.3 11 49.3 49.7 0.4 0.8 12 54.8 57.7 2.9 5.3 Table 2. Comparison of numerical results with experimental results at rated power
测点 实测值/℃ 计算值/℃ 误差值/℃ 误差比例/% 5 114.5 113.1 −1.4 −1.2 6 117.4 111.9 −5.5 −4.7 7 107.3 111.6 4.3 4.0 8 111.0 112.5 1.5 1.4 9 108.8 114.3 5.5 5.1 10 114.9 113.5 −1.4 −1.2 11 40.0 41.5 1.5 3.8 12 55.4 53.7 −1.7 −3.1 Table 3. Comparison of numerical results with experimental results at 96% rated power
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为研究发电机散热性能的影响因素,选取了风冷系统中的总进风量、进风温度以及水冷系统中的进水温度、冷却液属性、冷却水管与定子铁芯的间隙共5个参数进行分析,每个参数设有4组工况,总计20个工况,各工况具体参数如表4、表5所示。
工况
编号总进风量/
(m3·h−1)进风温
度/℃进水温
度/℃冷却液 冷却水管与定子
铁芯的间隙/mmCase1 3 550 39.6 45.8 乙二醇(50%) 0.05 Case2 7 100 39.6 45.8 乙二醇(50%) 0.05 Case3 10 650 39.6 45.8 乙二醇(50%) 0.05 Case4 14 200 39.6 45.8 乙二醇(50%) 0.05 Case5 7 100 34.6 45.8 乙二醇(50%) 0.05 Case6 7 100 39.6 45.8 乙二醇(50%) 0.05 Case7 7 100 44.6 45.8 乙二醇(50%) 0.05 Case8 7 100 49.6 45.8 乙二醇(50%) 0.05 Case9 7 100 39.6 40.8 乙二醇(50%) 0.05 Case10 7 100 39.6 45.8 乙二醇(50%) 0.05 Case11 7 100 39.6 50.8 乙二醇(50%) 0.05 Case12 7 100 39.6 55.8 乙二醇(50%) 0.05 Case13 7 100 39.6 45.8 丙二醇(40%) 0.05 Case14 7 100 39.6 45.8 水 0.05 Case15 7 100 39.6 45.8 乙醇 0.05 Case16 7 100 39.6 45.8 乙二醇(50%) 0.05 Case17 7 100 39.6 45.8 乙二醇(50%) 0.00 Case18 7 100 39.6 45.8 乙二醇(50%) 0.05 Case19 7 100 39.6 45.8 乙二醇(50%) 0.10 Case20 7 100 39.6 45.8 乙二醇(50%) 0.15 Table 4. Summary of simulation conditions
名称 密度/
(kg·m−1)热容/
[J·(kg·℃)−1]导热系数/
(W·m−1·K−1)冰点/
℃丙二醇(40%) 1 025 2 210 0.415 −23 水 1 000 4 180 0.62 0 乙醇 772 2 560 0.162 −11.5 乙二醇(50%) 1 080 3 350 0.385 −35 Table 5. Refrigerant property
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总进风量对绕组温度、定子铁芯温度的影响如图9、图10所示。横坐标中的测点1~10与实验布置的测点1~10位置一致。从图中可以看出,进风量对发电机散热情况影响显著,当总进风量为3 550 m3/h时,绕组测点最高温度为147.2 ℃,总进风量为14 200 m3/h时,绕组测点最高温度为111.6℃,最高温度降低了35.6 ℃。可见,总进风量增大后,发电机散热情况明显改善。结合图9、图10知,随着总进风量的增大,绕组温度降低速率逐渐减小而定子铁芯最高温度下降速率逐渐增加,这是因为定子铁芯完全包裹住了绕组中间段,定子铁芯绝大部分面积能够与空气进行换热,而绕组的换热能力受限。当总风量较低时,换热效果较差,主要原因包括两部分,首先进风量降低直接导致换热量不足,其次进风量低导致进风口流速较低,发电机内气流湍流度低,换热效果减弱,这说明提高散热器功率更有利于发电机散热。
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进风温度对绕组温度、定子铁芯温度的影响如图11、图12所示。由图知,随着进风温度的降低,绕组、定子铁芯的最高温度均有所减小,当进风温度由49.6 ℃降低至34.6 ℃时,绕组、定子铁芯最高温度降低4.2 ℃,且进风温度与绕组、定子铁芯最大温度呈线性关系,每降低5 ℃,绕组、定子铁芯最大温度降低约1.4 ℃,这说明降低进风温度可一定程度上改善发电机散热效果。极限工况下,发电机进风温度较高,可先对热风进行冷却处理,使进入发电机内的空气满足温度要求,以降低发电机热载荷。
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图13、图14给出了进风温度对绕组温度、定子铁芯温度的影响。进水温度降低时,绕组、定子铁芯温度下降明显。当进水温度由55.8 ℃降低至40.8 ℃时,发电机最高温度降低了约10 ℃。同时,进水温度与绕组、定子温度呈线性关系,水温每降低5 ℃,绕组、定子铁芯最大温度降低约3.3 ℃,说明降低进水温度可显著改善发电机散热性能。
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图15、图16给出了4种冷却液对绕组温度、定子铁芯温度的影响。从图中可以看出,相同条件下,水的冷却效果最佳,乙醇的冷却效果最差,这是因为水的热容大、导热系数高,而乙醇恰好相反。根据不同区域环境温度的差别,风力机一般分为常温型和低温型。低温型风力发电机一般布置于寒冷区域,温度可达零下30℃,因此冷却液的冰点须足够低,4种冷却液中乙二醇的凝固点最低,抗冻性能好,并且冷却效果较好,可作为低温区的冷却液使用,其余3种冷却液可作为常温机型的冷却液使用。
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定子铁芯由硅钢片叠压而成,受冷却水管、定子铁芯表面粗糙度以及组装工艺精度的影响,装配过程中,冷却水管与定子铁芯之间会存在间隙,即管孔间隙,间隙大小对绕组温度、定子铁芯温度的影响如图17、图18所示。从图中可以看出,间隙对发电机散热效果影响显著。当管孔间隙为0 mm时,即冷却水管与铁芯完全接触时,测点最大温度为104.7℃;当管孔间隙为0.15 mm时,测点最大温度高达149℃。间隙每增大0.05 mm,测点温度上升数值超过10℃。可见,管孔间隙使得冷却水管换热受到极大的阻碍。产生该现象的原因是间隙的成分主要为空气,空气的热容以及导热系数极低,阻挡了定子与水管的换热。因此,在制造、装配工艺精度无法进一步改善的条件下,可以在间隙中填充导热材料,如导热硅脂等,降低间隙的热阻,增强冷却水管的换热效率。
Research on Factors Influencing the Heat Dissipation Performance of Semi-Direct Drive Permanent Magnet Wind Generator
doi: 10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2023.04.007
- Received Date: 2023-01-09
- Rev Recd Date: 2023-02-28
- Available Online: 2023-05-26
- Publish Date: 2023-07-10
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Key words:
- permanent magnet wind generator /
- numerical simulation /
- air cooling system /
- water cooling system /
- thermal resistance /
- wind turbine design
Abstract:
Citation: | SUN Rui, GE Wenpeng, WU Di, MIAO Desheng. Research on Factors Influencing the Heat Dissipation Performance of Semi-Direct Drive Permanent Magnet Wind Generator[J]. SOUTHERN ENERGY CONSTRUCTION, 2023, 10(4): 71-81. doi: 10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2023.04.007 |