焦 宇，陈 冉，陈晓晓，孔明月，陈玉翠，徐琦琦

(上海海事大学海洋科学与工程学院，上海 201306)

近年来，随着风力发电机使用投入的增多，风力发电机事故发生率也随之增加，而火灾事故占风力发电机事故总数的13.6%[1]。风力发电机舱火灾事故的风险大[2-3]，一旦发生火灾将难以扑灭，因此在设计安装阶段充分了解风力发电机舱火灾事故发生的规律，对于预防和控制风力发电机舱火灾事故具有重要意义。

国内外学者对风力发电机舱火灾事故原因进行了大量的研究，研究结果表明机械故障[4]、电气系统故障[5]、油液泄漏[6]是造成风力发电机舱火灾事故的主要原因，而机舱齿轮箱[7]、发电机[8-9]、刹车系统[10]由于运行的机械摩擦和舱内散热不佳产生较高的温度，接触到泄漏油液后极易引发火灾。为了解决风力发电机组机舱内部温度过热及散热不良产生的安全问题，Smaili等[11]和Nienhaus等[12]对风电机组机舱内部的冷却系统和散热结构进行了优化设计;王一甲[13]通盘考虑了风力发电机组通排风和保温结构，提出了风力发电机舱内部空调的全新设计；应华冬等[14]合理规划了风力发电机组机舱内部空气流动，并对比分析了改造前后系统阻力和空气流动轨迹图，有效解决了风力发电机舱内部温度过高的问题；马铁强等[15]提出了风力发电机组机舱结构散热性能的分析方法，可为双馈式风力发电机组机舱内部散热布局结构优化提供参考。上述这些研究虽然提供了宝贵的经验，但对于风力发电机组机舱结构散热性能的研究大多集中在内部机组布局和冷却系统设计上，对于机舱通风结构散热的研究较少，且都没有考虑实际火灾情况下风力发电机舱结构的散热性能。

对于风力发电机机舱火灾事故的消防控制，目前主要是通过各种灭火药剂[16-17]和细水雾技术[18]来实现。但由于风力发电机组运行工况和环境条件恶劣，各种灭火技术会受到限制而无法达到良好的控制效果[19]，因此从风力发电机舱通风结构角度实现消防控制目的将显得尤为重要。

综上，风力发电机舱内部的通风换气设计需要综合考虑正常运营时的散热和火灾时的防排烟及消防灭火，因此对典型通风开口工况下风力发电机舱内火灾烟气热流场特性进行研究具有重要的意义。为此，本文结合风力发电机舱典型通风模式和火灾场景，研究了不同通风开口方式和环境工况下风力发电机舱内火灾烟气热流场特性，以为风力发电机舱的消防安全设计提供理论依据。

1 风力发电机舱火灾模型构建

1. 1 物理模型建立

本文以1.5 MW风力发电机舱为研究对象，采用火灾动力学软件FDS 6.7.1建立了全尺寸物理模型，如图1所示。该风力发电机舱尺寸为10.2 m×4.5 m×4 m(长×宽×高)，包括主轴、齿轮箱、润滑冷却装置、液压系统、制动链接装置、发电机、偏航驱动、热交换器、电控柜、电缆等设备构件，电缆主要分布在齿轮箱和液压系统附近。

图1 风力发电机机舱的物理模型Fig.1 Physical model of the wind turbine cabin

1. 2 火源设置及热释放速率计算

发生机械摩擦的制动系统和轴承子系统会产生高温[20-21]，接触到泄漏油液并达到油液着火点[22]将会导致风力发电机舱火灾。本文将火源设置在齿轮箱下方，设定火源燃料为齿轮箱油，齿轮箱油的热物性参数见表1。齿轮箱高速轴采用机械密封方式，根据机械密封性能要求，轴或轴套外径大于50 mm时，泄漏油量不大于5 mL/h[23]。风力发电机每月需要巡检一次，则最大泄漏油量为3.6 L。泄漏油池厚度由油池所接触的表面决定，油池所接触的机舱底面看作是平滑的，则泄漏油池厚度可为0.01 m[24]。综上，计算可得油池面积为0.6 m×0.6 m。

表1 齿轮箱油的热物性参数

油池火最大热释放速率可利用下式[25]计算：

Qmax=m″ΔHχA

(1)

m″=m∞″(1-e-k′D)

(2)

式中：A为油池面积(m2)；m″为大型油池火灾每单

位表面积的质量燃烧速率[g/(m2·s)]；χ为燃料的燃烧效率；ΔH为燃料的燃烧热(MJ/kg)；m∞″为大型油池火灾渐进的质量燃烧速率[g/(m2·s)]；k′为有效吸收系数。

火源热释放速率随时间呈平方增长，可表示为

Q=αt2

(3)

式中:Q为火源热释放速率(kW)；α为火灾发展系数(kW/s2)；t为火灾发展时间(s)。

齿轮箱油池火属于超快速火，即火灾发展系数α取0.187[26]，代入式(3)计算得到风力发电机舱火灾达到充分燃烧的时间为51 s。对于火灾监测和控制而言，火灾刚发生初期的时间段内最为关键，故设置仿真时间为200 s。

1. 3 热边界参数设置

风力发电机舱内设备种类繁多，齿轮箱、发电机等设备材质主要为球墨铸铁，主轴和高速轴等材料为钢材，机舱罩的组成材料为玻璃纤维(GFRP)，主要设备所使用材料的物理性质参数见表2。将风力发电机舱模型向外拓展一定的计算域，将其设定为开放边界，风力发电机舱内初始环境温度设置为30℃，发电机和齿轮箱表面温度设置为40℃。

表2 风力发电机舱内主要设备相关材料的物理性质参数

1. 4 监测点布置

风力发电机舱内监测点布置如图2所示。在机舱火源上部、机舱前部、中部、后部设置4组监测点，每一组由下至上设置4个监测点，从机舱底部0.5 m处开始每隔1 m设置一个温度监测点，分别标记为T1～T16；在机舱前、中、后部温度监测点处同时设置氧气监测点，分别标记为O1～O12,以监测机舱内氧气浓度的变化；在通风开口处设置热流量监测平面，用于输出通风开口处总的热流量流出速率。

图2 风力发电机舱内监测点布置图Fig.2 Layout of monitoring points in the wind turbine cabin

1. 5 网格划分和无关性验证

通过火源特征直径确定网格大小的计算公式如下：

(4)

式中：Q为火源热释放速率(kW)；ρ∞为环境空气密度(kg/m3)；cp为环境空气比热[kJ/(kg·K)]；T∞为环境空气温度(K)；g为重力加速度(m/s2)。

网格尺寸在火源特征直径的1/16～1/4倍数范围内时，计算精度与所耗时间步长达到平衡，模拟结果与试验结果比较相符[27]。通过计算可得火源特征直径的取值范围为0.04～0.18。

本文根据无风条件下“侧排式”风力发电机舱模型设置了4种不同尺寸的单元网格进行网格无关性分析，单元网络尺寸分别为0.08 m、0.10 m、0.12 m、0.14 m。图3和图4分别给出了不同网格尺寸下风力发电机舱内平均氧气质量浓度和机舱顶部温度随时间的变化曲线。

图3 不同网格尺寸下风力发电机舱内平均氧气 质量浓度随时间的变化曲线Fig.3 Variation curves of average oxygen mass concentration with time for different grid sizes in the wind turbine cabin

图4 不同网格尺寸下风力发电机舱顶部温度随 时间的变化曲线Fig.4 Variation curves of roof temperature with time for different grid sizes in the wind turbine cabin

由图3和图4可以看出，当网格尺寸为0.10 m时，风力发电机舱内平均氧气质量浓度值和温度值都趋于稳定。综合考虑计算时间和计算结果的精确性，本文采用0.1 m的网格尺寸进行试验。

2 风力发电机舱通风工况设计

文献[28]采用 CFD 软件对“下送尾排式”、 “下送侧排式”、“侧送尾排式”和“侧送侧排式”4种不同的风力发电机舱散热布局结构进行了数值模拟，结果表明“侧排式”机舱比“尾排式”机舱的气流组织形式散热要好。文献[29]对风力发电机舱散热布局结构进行了优化评估，得出“侧送侧排式”是最优的机舱散热布局结构，且其散热能力较强、温度场分布均匀性显著、有利于机舱散热的结论。本文在“侧送侧排式”风力发电机舱散热布局结构的基础上，研究了火灾情况下热流场特性，机舱通风开口设置如图5所示。通风开口位置上下对称，机舱左侧两个通风开口从下往上分别记为W1L、W2L，机舱右侧两个通风开口从下往上分别标记为W1R、W2R，通风开口位置x、y按照文献[29]描述的最优位置等比例尺寸设置，本文重点研究通风开口纵向位置z的变化对风力发电机舱火灾热流场特性和烟气蔓延的影响。目前国内关于风力发电机舱内通风口位置设计没有明确的规范，可参考工业建筑通风的设计，当采取自然通风减少室内余热时，其进风口距室内地面的高度应不大于1.2 m[30]，结合典型风力发电机舱舱体上下底面的尺寸，z值分别取0.4 m、0.6 m、0.8 m、1.0 m、1.2 m，并考虑自然环境对风力发电机舱火灾热流场特性和烟气蔓延的影响，设置了不同的风速和温度。

图5 “侧送侧排式”风力发电机舱散热布局结构Fig.5 Diagram of side to side heat dissipation structure of the wind turbine cabin

本文设计的风力发电机舱通风工况见表3。其中，工况A1～A5设定环境风速为0、舱外环境温度为25℃，考虑不同的机舱侧壁对角双开口结构位置z值对机舱火灾烟气蔓延和温度场的影响，并选取最佳风开口位置；工况B1～B4设定z值为0.6 m、舱外环境温度为25℃，考虑不同环境风速(0 m/s、3 m/s、6 m/s、9 m/s)对机舱火灾的影响；工况C1～C4设定z值为0.6 m、环境风速为3 m/s，考虑不同的舱外环境温度(5℃、15℃、25℃、35℃)对机舱火灾温度场的影响。

表3 风力发电机舱通风工况设计

3 风力发电机舱火灾模拟结果与分析

3.1 机舱侧壁对角双开口位置对火灾烟气场的影响

3.1.1 火灾烟气场特性

图6为不同机舱侧壁对角双开口位置(即不同通风开口位置高度z值)对风力发电机舱内火灾烟气层高度的影响。

由图6可知：在t=75 s之前通风开口位置设置在不同高度时火灾烟气层沉降高度基本一致；在t=75 s之后z为0.4～1.0 m时火灾烟气层高度在1.4 m左右，而z为1.2 m时火灾烟气层高度在1.2 m左右。z值越大,表示上下双开口W1R和W2R距机舱上下底面的距离越大，且两开口之间的距离越小，因此z值过大则两开口靠近机舱舱体竖直方向的中部，不利于排烟，图中z为1.2 m时的火灾烟气层高度便可佐证。

图6 不同通风开口位置高度z值对风力发电机舱内 火灾烟气层高度的影响Fig.6 Effect of different opening position height z values on the height of the fire smoke layer in the wind turbine cabin

图7为不同通风开口位置高度z值对风力发电机舱内平均氧气质量浓度的影响。

图7 不同通风开口位置高度z值对风力发电机舱内 平均氧气质量浓度的影响Fig.7 Effect of different opening position height z values on the overage oxygen mass concen- tration in the wind turbine cabin

由图7可知：随着通风开口位置高度z值的增大，机舱内平均氧气质量浓度依次逐级递减，说明侧机舱壁双开口WL、WR离机舱罩顶部和底部越近，机舱内通风效果越好，开口处空气对流增强；但是排烟效果增加的同时，却为火源提供了更多的氧气，促进了火源的燃烧。考虑通风开口位置对排烟效果及火源燃烧的影响，机舱侧壁对角双开口位置高度z值应设置在0.6～1.0 m之间。

3.1.2 火灾温度场特性

平均温升采用风力发电机舱内前、中、后三束热电偶树测得的温度平均值来表示，将平均温升速率定义为机舱内最大温升峰值与达到最大平均温度需要的时间的比值。图8和图9分别为不同通风开口位置高度z值对风力发电机舱内平均温升和平均温升速率的影响。

图8 不同通风开口位置高度z值对风力发电机舱内 平均温升的影响Fig.8 Effect of different opening position height z values on the average temperature rise in the wind turbine cabin

由图8可以看出，火灾发生后，机舱内温度迅速上升，在100 s之后，z为1.2m时比z为0.4 m和0.6 m时机舱内平均温度高20℃左右，且z值越小，说明排烟效果和降温效果越好。

图9 不同通风开口位置高度z值对风力发电机舱内 平均温升速率的影响Fig.9 Effect of different opening position height z values on the average temperature rise rate in the wind turbine cabin

由图9可以看出，机舱内平均温升速率随着z值的增大(开口位置高度的降低)而递增，两者近似为线性关系，说明z值越大，热烟气扩散效果越差，火灾危险性越大。通过线性拟合，可以得到其拟合公式如下：

(dT/dt)average=0.43+0.598×z

(5)

拟合确定系数R2=0.944 3，说明拟合效果好。

3.1.3 通风开口处热流量流出速率的变化

图10为侧壁对角双开口在不同通风开口位置高度z值下热流量流出速率的变化曲线。

图10 风力发电机舱侧壁对角双开口在不同z值下的热 流量流出速率的变化曲线Fig.10 Variation curves of the heat flow outflow rate from diagonal double openings of wind turbine cabin side walls for different opening position height z values

由图10可知：在无风条件下，机舱下侧开口W1L和W1R在不同的z值下流出的热流量较小，说明机舱下侧开口处有少量烟气流出，机舱上侧开口W2L和W2R在25 s之后开始有热流量流出并逐渐增大，到100 s左右时热流量流出速率达到稳定；不同的z值下热流量流出速率存在着梯度差，当z值小于1.0 m时，随着z值的增大，热流量流出速率逐渐减小，其梯度差逐渐增大，z为1.0 m与z为1.2 m热流量流出速率的梯度差较明显，说明机舱侧壁对角双开口位置高度z值大于1.0 m时机舱内的热流量释放量降低，热烟气积聚较多，机舱内平均温度及平均温升速率较高。综合以上分析，机舱侧壁对角双开口位置的最佳高度应为0.6 m和0.8 m。

3. 2 环境风速对火灾烟气场的影响

3.2.1 火灾烟气特性

环境风速影响火灾烟气的流动，风向也影响火灾烟气运动的方向。本文通过对工况B1～B4在正向风不同环境风速条件下风力发电机舱火灾进行数值模拟分析，得到不同环境风速条件下风力发电机舱内火灾烟气层高度的变化曲线，见图11。

图11 不同环境风速条件下风力发电机舱内火灾 烟气层高度的变化曲线Fig.11 Effect of different ambient wind speeds on the height of the fire smoke layer in the wind turbine cabin

由图11可以看出：在t=20～40 s之间，环境风速为6 m/s和9 m/s时，火灾烟气层高度沉降的速度大于环境风速为0 m/s和3 m/s，且环境风速为3 m/s时火灾烟气层高度比无风速时低，说明随着环境正向风速的增加，火灾烟气沉降速度加快，在机舱内热烟气聚集较多。

图12为不同环境风速下风力发电机舱左侧壁通风口不同高度处烟气的水平速度分布图。

图12 不同环境风速下风力发电机舱左侧壁通风口 不同高度处烟气的水平速度分布图Fig.12 Horizontal smoke velocity distribution at different heights of the wind turbine cabin left side vents for different ambient wind speeds

由图12可以看出:无风速条件下，机舱左侧壁通风口处烟气的水平速度随着通风口处高度的增加逐渐由正到负，烟气气流方向发生改变，下开口处进风，上开口热气流排出；在环境风速为3 m/s和6 m/s时，通风口处的烟气水平速度在正负间发生了几次波动，在0.9 m高度通风口处烟气水平速度由正到负，说明除在上下开口中间存在中性面以外，在下开口处存在着小的中性面进行冷热交换；当环境风速为9 m/s时，通风口处烟气水平速度一直为负值，说明环境风速过大，机舱下侧开口因外侧卷吸作用，使机舱内压大于机舱外压，热烟气也从下侧开口排出。

图13 不同环境风速条件下风力发电机舱内平均 氧气质量浓度的变化曲线Fig.13 Variation curves of the average oxygen mass concentration for different ambient wind speeds in the wind turbine cabin

图13为不同环境风速条件下风力发电机舱内平均氧气质量浓度的变化曲线。

由图13可知：环境风速越大，机舱内平均氧气质量浓度越小，当环境风速为9 m/s时，其波动较大。结合图11和图12可以得出，在环境正向风的作用下，机舱左下侧开口使冷空气的流入受到了限制，随着环境风速变大，风向由机舱外向机舱内流动转变为机舱内向机舱外运动，减少了外界空气进入，这种气体流动方向的变化会影响火灾的发展。

3.2.2 火灾温度场特性

图14为不同环境风速条件下机舱内平均温升的变化曲线。

图14 不同环境风速条件下风力发电机舱内平均温升的 变化曲线Fig.14 Variation curves of the average temperature rise for different ambient wind speeds in the wind turbine cabin

由图14可知：机舱火灾前期发展受环境风速的影响较小，75 s之后，机舱内温度场受风力的影响较明显；当环境风速小于或等于6 m/s时，环境风速对机舱内平均温度的影响较小，当环境风速达到9 m/s后，机舱内平均温度升高20℃左右，说明正向环境风速过大时，机舱左下侧开口使冷空气的流入量减少，机舱内温度升高。

图15为不同环境风速条件下风力发电机舱内平均温升速率的变化曲线。

图15 不同环境风速下风力发电机舱内平均温升 速率的变化曲线Fig.15 Variation curves of the average temperature rise rate for different ambient wind speeds in the wind turbine cabin

由图15可以看出，机舱内平均温升速率随着环境风速的增大呈先降低后增大的U型函数关系。通过拟合，得到其拟合公式如下：

(dT/dt)average=exp(-0.060 8-0.111 3v+

0.015 09v2)

(6)

拟合确定系数R2=0.992 5，说明拟合效果好。根据温升速率拟合结果，当环境风速超过6 m/s时，环境风速越大，平均温升速率越大，火灾危险性也越大。

3.2.3 通风开口处热流量流出速率的变化

图16为不同环境风速条件下风力发电机舱左前侧WL及右后侧WR两侧通风开口处热流量流出速率的变化曲线。

图16 不同环境风速条件下风力发电机舱内两侧通风 开口处热流量流出速率的变化曲线Fig.16 Variation curves of the heat flow outflow rate from the vents on the two sides of the wind turbine cabin for different wind speeds

由图16(a)可以看出：在t=23 s之后机舱左前侧上通风开口处开始有热流量流出；下通风开口处在环境风速小于3 m/s时，无热流量流出，说明此时下开口处仅有外界冷空气进入，无热流量交换，但当环境风速大于6 m/s时，在t=55 s之后下通风开口处有热流量流出，说明此时烟气因积聚沉降或外界风力卷吸到机舱下部，机舱内的压力值大于机舱外的压力值，环境热流量从机舱下部排出，且热流量流出速率随环境风速的增加而增大。由图16(b)可以看出，机舱右侧下通风开口处无热流量流出，只有少许冷空气进入机舱，上通风开口W2R处流出的热流量随环境风速增大而急速降低，直至变为负。

综合环境风速对火灾烟气场的影响分析可知，环境风速的增加阻碍了机舱右侧上通风开口处热流量的流出和机舱左侧下通风开口处冷空气的流入，最终导致机舱内温度升高。

3. 3 外界环境温度对火灾烟气场的影响

3.3.1 火灾烟气特性

通过对工况C1～C4环境温度变化下风力发电机舱火灾进行数值模拟分析，分别得到不同外界环境温度下风力发电机舱内火灾烟气层高度和平均氧气质量浓度的变化曲线，见图17和图18。

图17 不同外界环境温度下风力发电机舱内火灾 烟气层高度的变化曲线Fig.17 Variation curves of the height of the fire smoke layer for different external ambient temperatures in the wind turbine cabin

图18 不同外界环境温度下风力发电机舱内平均氧气 质量浓度的变化曲线Fig.18 Variation curves of the average oxygen mass concentration for different external ambient temperatures in the wind turbine cabin

由图17和图18可以看出:整体上烟气层高度随机舱外部环境温度的升高而下降的变化趋势大致相同；当外部环境温度大于5℃时，机舱内平均氧气质量平均浓度基本在0.23 kg/m3附近波动。机舱内环境温度可以影响舱内不同介质之间的传热过程，进而影响到火灾烟气场特性，而外界环境温度通过自然风作用缓慢影响舱内环境温度，但由于油池火温度上升很快，对舱内环境温度的影响明显，故说明外界环境温度对机舱内火灾烟气蔓延的影响小。

3.3.2 火灾温度场特性

图19为不同外界环境温度下风力发电机舱内平均温升的变化曲线。

图19 不同外界环境温度下风力发电机舱内平均温 升的变化曲线Fig.19 Variation curves of the average temperature rise for different external ambient temperatures in the wind turbine cabin

由图19可以看出，不同外界环境温度下机舱内的平均温度变化趋势一致，曲线基本重合，说明在额定的环境风速条件下，机舱内火灾温度的变化受外界环境温度的影响较小。

通过分析外界环境温度对风力发电机舱内平均温升速率的影响(见图20)发现，外界环境温度造成的平均温升速率的浮动值很小，近似为一条直线，结合火灾烟气特性的分析可知，舱内环境温度主要受油池火温度的影响，外界环境温度对其的影响较小，故外界环境温度对舱内平均温升速率的影响也不明显。

图20 不同外界环境温度对风力发电机舱内平均温 升速率的影响Fig.20 Effect of different external ambient tempera- tures on the average temperature rise rate in the wind turbine cabin

3.3.3 通风开口处热流量流出速率的变化

图21为不同外界环境温度下风力发电机舱内通风开口处热流量流出速率的变化曲线。

图21 不同外界环境温度下风力发电机舱内通风开口 处热流量流出速率的变化曲线Fig.21 Variation curves of the heat flow outflow rate from the wind turbine cabin vents for different external ambient temperatures

由图21(a)可以看出：t=25 s之后机舱左侧上通风开口处有热流量流出，不同外界环境温度下热流量的变化趋势在120 s之后达到稳定值50 kW；机舱左侧下通风开口处基本上无热流量流出，在35℃时有轻微的波动，热流量开始流出。在外界环境温度较小时，主要是冷空气从机舱下部通风开口处进入机舱，从机舱上部通风开口处排出热流量，受外界环境温度的影响甚微。由图21(b)可以看出：不同外界环境温度条件下机舱右侧上通风开口处热流量值变化不大，在5℃时，机舱上通风开口处流出热流量值最大可达10 kW左右，而外界环境温度大于5℃时，机舱上通风开口处流出热流量稳定在3 kW左右，机舱外界环境温度对其几乎无影响；机舱右侧下通风开口处流出热流量随着外界环境温度的增加而降低，但降低幅度不超过5 kW，说明机舱外界环境温度对于机舱下通风开口处流出热流量的影响较小。

4 结 论

(1) 风力发电机舱内通风开口位置的设置对火灾烟气扩散、蔓延与机舱内温度变化有极大的影响，而“侧风侧排式”的通风开口方式具有良好的散热能力及防控排烟效果。

(2) 通风开口位置距机舱顶和底面的距离越近，火灾烟气防排烟效果越好，火灾烟气层高度也越低；当通风开口距机舱顶/底面的距离小于1.0 m时，机舱通风开口处热流量流出速率随着通风开口距离的增大而逐渐减小，通风开口距机舱顶和底面的最佳距离为0.6 m和0.8 m；机舱平均温升速率与通风开口位置的距离呈正比例关系。

(3) 环境正向风的作用会抑制机舱左侧通风开口处热烟气向外扩散，环境风速的增加减少了机舱左侧下通风开口处外界冷空气的流入和机舱右侧上通风开口处热流量的流出，导致机舱内温度升高；机舱火灾的平均温升速率随着环境风速的增大呈先降低后增大的U型函数关系。

(4) 机舱外环境温度对火灾燃烧、烟气蔓延的影响较小，对平均温升速率基本无影响。