马铁强　孙德滨　苏阳阳　张超

摘要： 为研究双馈式风力发电机组机舱结构散热性能，对风电领域通用的拟六面体形机舱进行简化建模，采用基于热影响排序的机舱模型简化准则和流固耦合面网格加密准则进行建模，运用计算流体力学（Computational Fluid Dynamics，CFD）方法分析机舱内气流组织形态.提出一种基于热源扰动的气流组织均匀性评价新方法，解决无参照状态下机舱散热气流组织的孤本评价难题.采用该方法对典型的“下送尾排”式机舱气流组织形态进行分析和评价，分析结论与制造商的试验结论相符.

关键词： 双馈式风力发电机组； 机舱； 热源扰动； 气流组织； 计算流体力学

中图分类号： TM315文献标志码： B

Analysis method on heat dissipating performance of nacelle

structure of wind turbine generator system

MA Tieqianga， SUN Debina， SU Yangyangb， ZHANG Chaoa

（a. School of Mechanical Engineering； b. School of Electrical Engineering，

Shenyang University of Technology， Shenyang 110023， China）

Abstract： To study the heat dissipating performance of the nacelle structure of a doublefed wind turbine generator system， the hexahedral nacelle which is used extensively in the wind industry is simplified and modeled， and it is meshed on basis of the principles of the heat affecting orders and the flowsolid interface mesh refinement. The air organization inside the nacelle is analyzed by the Computational Fluid Dynamics （CFD） method. A new method of evaluating the air organization uniformity based on the heat source perturbation is proposed， and the problem of evaluating the air organization uniformity with no reference is solved. By this method， the air organization form of bottom to end is analyzed and evaluated， and the conclusion is in consistent with the manufacturers.

Key words： doublefed wind turbine generator system； nacelle； heat source perturbation； air organization； computational fluid dynamics

0引言

风力发电机组作为一种在高空无人值守持续运行的超大型复杂机械装备，其机械和电气部件在复杂工况下会以摩擦、碰撞、电磁损耗等形式持续生热.尽管关键部件配有专用散热通道，但散热功率不匹配或散热结构不合理，会使热量不能及时散发，导致机舱的不确定性温升.机舱温升会引起传动链润滑水平下降、机舱爆燃风险加大、管线加速老化等严重问题.为此，安全链中须设定轴承、齿轮箱、发电机等关键部件温升阈值，超温后实施主动停机避险.内蒙古某风电场2014年的统计资料显示，部件超温导致的机组停机次数约占非正常停机总数的43%.机组散热问题仍未得到有效解决，严重制约机组的可利用率和成本回收.该问题现已得到专家学者的重视，相关研究主要集中在2个方面.

（1）部件发热机理研究.例如：很多学者模拟风力发电机温度场分布[15]；刘洋洋[6]分析风电齿轮箱稳态温度场；BOUCHOULE等[7]分析风力发电机组主轴承的滚动体接触摩擦生热及接触区热量分布.该类研究关注发电机、齿轮箱、轴承及控制柜的发热机理，研究发电机绕组损耗、轴承摩擦、齿轮啮合等过程中的发热情况以及关键部件的热源、传热路径和散热方法等.该类研究为风电机组部件冷却方案设计提供重要参考.

（2）环境、工况对发热影响研究.例如：SMAILI等[8]模拟极端温度下风力发电机组机舱热性能，成果用于机舱冷却系统功率匹配；SMAILI等[9]研究高温和低温2种环境条件下风速、风温对机舱发热的影响.该类研究更多地关注风力发电机组机舱受环境条件影响下所表现出来的宏观发热状态，对于恶劣环境下风力发电机组的运行控制提供优化参考依据.

上述研究为从源头上控制风力发电机组发热，解决机组及部件冷却问题奠定了理论基础，但在风力发电机组机舱布局及其散热气流组织方面的研究较少.经研究表明，在不同的散热气流组织形态下，机组的散热效率不同，气流与部件的热耦合也成为影响散热效率的关键因素.

本文以占全球60%份额的双馈风力发电机组为研究对象，在考虑齿轮箱、发电机、控制柜等热源及其散热条件情况下，研究典型的拟六面体形机舱散热气流组织分析方法，为双馈式风力发电机组机舱散热结构和气流组织优化提供依据.

1拟六面体机舱分析建模

双馈风力发电机组的主传动链呈“一”字偏置式布局结构，由主轴、齿轮箱、双馈异步发电机等部件构成.主传动链纵向放置于绝热性能较好的玻璃钢机舱罩内，所有机舱罩外形相近.有代表性的多家企业生产的风力发电机组机舱及其简化外形结构见图1，简化后均呈拟六面体外形.

图 1双馈机组机舱简化模型

Fig.1Simplified model of doublefed wind turbine

generator system

机舱内还有控制柜、液压管路、电气线缆、制动装置等部件，使机舱布局呈非对称性特点，舱内气流组织异常复杂.为准确模拟机舱内流场和温度场，采用热影响排序简化准则，按部件发热量和对气流的热影响2项指标降序排列，排名靠后者再按体积降序排序，忽略热影响小和体积小的部件.

双馈式风力发电机组包括主传动链部件、电力电子设备、管线及其他辅助设备等，这些部件均对机舱内温度场有影响，但影响程度差异较大：齿轮箱、发电机、控制柜是主要热源，其余部件和设备对机舱内流场和温度场的影响可忽略.依据热影响排序简化准则得到的机舱简化布局结构模型见图2.

1—送风口； 2—齿轮箱； 3—齿轮箱散热通道； 4—发电机； 5—发电机散热通道； 6—控制柜； 7—排风口

图 2机舱简化布局结构模型

Fig.2Simplified layout structure model of nacelle依据机舱简化布局结构模型，采用有限体积法建立离散化网格分析模型.由于舱内气流与部件的传热属性不同，二者之间形成流固耦合界面.流固耦合界面的邻域内有很大的温度和流速梯度.为准确分析机舱温度场，采用流固界面网格加密准则.用非结构网格对非规则的流固界面加密或用结构网格对规则的流固界面加密，网格密度控制在计算可收敛的规模.

在机舱内，齿轮箱、发电机和控制柜等热源对周围黏性气流有较大的热影响，其流固耦合界面的邻域空间采用非结构网格加密，机舱内壁为光滑的绝热材料，其网格尺度可适当减小.根据前文方法和准则建立的机舱网格模型见图3，网格总数约为100万个，网格正交性良好，没有负网格出现，收敛性良好，满足计算要求.

2机舱散热气流组织建模

2.1舱内流体与传热的控制方程

机舱内安装强制通风系统，由专门的送风口和排风口形成机舱与外部气体环境的交换系统.舱内气体假定为不可压缩气体，在恒功率强制通风系统作用下定常流动，遵守质量、动量和能量守恒定律.

用整体求解方法求解舱内气体流动和温度场分布问题.设舱内气体瞬时流速为u，气体压力为P，气体比热容为cp，气体传热系数为k，气体瞬时温度为T，则舱内气流的统一控制方程描述如下.

（1）机舱内气体不可压缩，满足流体连续性方程ux+uy+uz=0（1）（2）机舱内气体在各个速度方向上的分量满足动量守恒方程

ρ（uux+uvy+uwz）=-Px+μ（2ux2+2uy2+2uz2）（2）

ρ（uvx+vvy+wvz）=-Py+μ（2vx2+2vy2+2vz2）（3）

ρ（uwx+vwy+wwz）=-Pz+μ（2wx2+2wy2+2wz2）（4）

（3）不考虑机舱内气体的黏性耗散，满足能量守恒方程

ρ（uTx+uTy+uTz）=kcpx（Tx）+y（Ty）+

z（Tz）（5）

2.2舱内气体的湍流模型

机舱内气体在强制通风系统作用下以较大流速定常流动，因此其雷诺数较大.舱内气体受机舱复杂布局结构的影响，气流组织形态呈现复杂湍流.

为描述舱内气体湍流状态，采用Launder和Spalding提出的kε湍流模型.kε湍流模型是简单而标准的湍流模型，可有效解决高雷诺数的流体湍流问题.kε湍流模型方程为t（pk）+xi（pkui）=xj（μ+μtσk）kxj+Gk+Gb+ρε-YM+Sk（6）

t（pε）+xi（pεui）=xj（μ+μtσε）εxj+G1εεk（Gk+G3ε）Gb-G2εε2k+Sε（7）式中：Gk为气体层流速度梯度产生的湍流动能；Gb为由浮力产生的湍流动能；YM为在可压缩湍流中过渡的扩散产生的波动，由于舱内气体不可压缩，故可忽略不计；Sk和Sε为用户定义的源项，通常也可忽略不计；σk和σε分别为k方程和ε方程的湍流普朗特数.σ=μCpk（8）式中：Cp为舱内气体的比热容；μ为黏度系数；k为热导率.据此，舱内气体的普朗特数σk和σε分别取1.0和1.3.

2.3机舱流场和温度场分析的边界条件

舱内气体为定常流动，流场分布由强制通风系统功率决定.温度场由气体与热源之间的自然对流、辐射、热传导3个换热过程和流场分布决定，不同热源表面温度会导致机舱温度场有所差异.

根据IEC标准规定的部件工作温度范围和风电场夏季常规监测数据，设定机舱流场和温度场分析的边界条件.由于舱内散热气流组织形态与送风口、排风口的风速、流量有关，而与热源温度数据无关，因此选定机组稳定运行时部件外壳的温度数据作为分析依据，见表1.

表 1机舱温度场分析参数

Tab.1Temperature field analysis parameters of nacelle℃部件名称常温齿轮箱30齿轮箱散热通道30发电机64发电机散热通道64部件名称常温控制柜20送风口1和220排风口1和2机舱壁20

此外：夏季常规运行的环境监测温度统计平均值约为20 ℃；送风口的气体速度v≈5 m/s；机舱壁面的热交换因数为0.3；按照GB/T19073标准规定齿轮箱的工作环境温度为-40～50 ℃.