兆瓦级双馈风力发电机定子温度场有限元计算

第４４卷　第９期　２０１１年　徽＇ｌ｝机　ＭＩＣＲＯＭＯＴＯＲＳ　Ｖｏ１．４４．Ｎｏ．９　９月　Ｓｅｐ．２０１ｌ　兆瓦级双馈风力发电机定子温度场有限元计算　杨　强　，刘志强　，林鸿辉　（１．国电联合动力技术（宜兴）有限公司，江苏宜兴摘２１４２０３；２．湘潭电机股份有限公司，湖南湘潭４１１１０１）　要：文章在论述兆瓦级双馈风力发电机基本结构的基础上，利用有限元法建立了发电机定子有限元计算模型，　给出了相应的热性能参数计算方法；应用有限元分析软件Ａｎｓｙｓ对发电机的定子温度场进行了仿真计算，通过试验　与仿真结果的对比分析，表明了有限元模型和仿真方法的正确性和可行性。　关键词：双馈风力发电机；温度场；有限元法　中图分类号：ＴＨ３１５；ＴＭ３０１．３　文献标志码：Ａ　文章编号：１００１－６８４８（２０１１）０９－００２５—０４　ＦＥＭ　Ｃａｌｃｕｌａｔｉ０ｎ　０ｆ　ＭＷ．ｃｌａｓｓ　Ｄｏｕｂｌｅ．Ｆｅｄ　Ｗｉｎｄ　Ｇｅｎｅｒａｔｏｒ　Ｓｔａｔｏｒ　Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ　Ｆｉｅｌｄ　ＹＡＮＧ　Ｑｉａｎｇ，ＬＩＵ　Ｚｈｉｑｉａｎｇ，ＬＩＮ　Ｈｏｎｇｈｕｉ　（１．Ｇｕｏｄｉａｎ　Ｕｎｉｔｅｄ　Ｐｏｗｅｒ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（Ｙｉ　ｘｉｎｇ）Ｃｏｍｐａｎｙ　Ｌｔｄ，Ｙｉｘｉｎｇ　Ｊｉａｎｇｓｕ　２１４２０３，Ｃｈｉｎａ；　２．Ｘｉａｎｇｔａｎ　Ｅｌｅｃｔｒｉｃ　Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ　Ｃｏｒｐｏｒａｔｉｏｎ　Ｌｔｄ（ＸＥＭＣ），Ｘｉａｎｇｔａｎ　Ｈｕｎａｎ　４１１１０１，Ｃｈｉｎａ）　Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｅ　ｐａｐｅｒ　ｐｒｅｓｅｎｔｅｄ　ｔｈｅ　ｂａｓｉｃ　ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ　ｏｆ　ＭＷ—ｃｌａｓｓ　ｄｏｕｂｌｅ—ｆｅｄ　ｗｉｎｄ　ｇｅｎｅｒａｔｏｒ．Ｔｈｅ　ＦＥＭ　ｍｏｄｅｌ　ｏｆ　ｇｅｎｅｒａｔｏｒ　ｓｔａｔｏｒ　ｗａｓ　ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ　ａｎｄ　ｔｈｅ　ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ　ｍｅｔｈｏｄｓ　ｏｆ　ｈｅａｔ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｗｅｒｅ　ｇｉｖｅｎ．Ａｔ　ｔｈｅ　ｓａｍｅ　ｔｉｍｅ，ｔｈｅ　ｓｔａｔｏｒ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ　ｆｉｅｌｄ　ｗａｓ　ｃａｌｃｕｌａｔｅｄ　ｂｙ　ｔｈｅ　ｓｏｆｔｗａｒｅ　ｏｆ　Ａｎｓｙｓ．Ａｎａｌｙｓｉｓ　ａｎｄ　ｃｏｍｐａｒｅ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｔｅｓ—　ｔｉｎｇ　ａｎｄ　ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｄｅｍｏｎｓｔｒａｔｅ　ｔｈａｔ　ｔｈｅ　ｍｏｄｅｌｓ　ａｎｄ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｍｅｔｈｏｄｓ　ａｒｅ　ｃｏｒｒｅｃｔ　ａｎｄ　ｒｅｌｉａｂｌｅ．　Ｋｅｙ　ｗｏｒｄｓ：ｄｏｕｂｌｅ－ｆｅｄ　ｗｉｎｄ　ｇｅｎｅｒａｔｏｒ；ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ　ｆｉｅｌｄ；ＦＥＭ　Ｏ　引　言　风力发电以其清洁、无污染、建设周期短、运　营成本低等优点，越来越受到各个国家的重视和青　睐。而采用双馈发电机的风电机组由于具有可以方　便地实现变速恒频、灵活地进行有功无功的独立调　的可行性和准确性，可以满足工程设计需要。　１双馈风力发电机的基本结构　图１为双馈风力发电机的基本结构。它由机座、　定子、转子、滑环等部分组成；电机内部带有离心　式风扇，外部带有冷却器，定转子采用带有径向通　节、较小的转子励磁容量等优点而成为当今的主流　机型之一　。　风道的叠片铁心结构。冷却风从冷却器出风口经过　定转子绕组端部、气隙、转子轴向通风道和径向通　风道进人定子径向通风道，最后经过定子背部风道、　绕组端部和离心式风扇进入冷却器进风口。整个电　机采用轴一径向混合通风，风路十分复杂，用传统　的热路法很难准确计算。　随着风力发电机容量的日益增大，改善冷却系　统、提高散热能力、限制电机的温升也成为双馈风　力发电机设计的重要问题。　在传统的温升计算中，主要有等效热路法、等　效热网络法和有限元法。近年来，随着计算机技术　和数值计算方法的快速发展，有限元法以其较高的　计算精度而受到广泛关注。本文在介绍双馈风力发　电机基本结构的基础上，给出了发电机热性能参数　的计算方法，然后应用有限元分析软件Ａｎｓｙｓ对双　馈异步风力发电机的定子温度场进行了仿真计算与　分析，最后通过与实验结果的对比，验证了该方法　收稿１３期：２００９—１１－１０，修回日期：２０１１－０６—２７　作者简介：杨　强（１９８３）工程师，研究方向：风力发电机的设计与优化。　口一日　图１　双馈风力发电机结构图　・２６・　熊　彝　４４卷　２热性能参数的计算　２．４定子内表面散热系数　双馈风力发电机气隙的冷却介质一方面受转子　从上述双馈风力发电机的基本通风结构可以看　切向运动的影响，另一方面受定子内圆表面的阻滞　出，定子绕组热源的散热途径主要有以下几种：一　作用，因此气隙中的气流切向速度呈双曲线型的分　是经铁心到定子铁心背部风道，二是经铁心直接进　布。对于定子内圆表面的导热系数可以用下式进行　入径向通风道，三是向气隙散放热量，并经过强迫　表示：　通风将热量带走，四是由绕组端部进行散热。　％＝２８（１＋　）　（４）　在保证计算结果准确的前提下，为了分析的方　１　便，可以对电机内部条件作相应的假设和归算，这　式中，　为气隙平均风速，可取　一÷“：，ｕ　为转　对简化有限元模型及分析有很大的帮助。　子圆周速度。　２．１定子绕组及铁心的导热系数　２．５定子径向通风沟内的表面散热系数　双馈风力发电机的定子绕组在槽内的分布可以　双馈风力发电机的转子径向通风槽片在电机转　作如下的近似假设：　速的作用下，相当于离心式风扇的作用。它产生的　（１）浸渍状况良好，浸渍漆填充均匀；　冷却风由气隙到达定子径向通风沟，定子径向通风　（２）铜线的绝缘分布均匀；　沟内的表面散热系数可以按下式进行计算：　（３）槽绝缘和铁心紧密结合在一起；　＝１６（１＋１．４￣／　）　（５）　在上述假设的情况下，可以将槽内的铜线（不包　式中，∞　为定子通风沟内的平均风速。　括铜线绝缘）等效地看作一个导热体；浸渍漆、槽绝　缘和铜线的绝缘看作另外一个导热体。　３有限元建模与计算　各种绝缘材料的等效导热系数按下式计算：　３．１三维热传导方程　∑６　根据能量守恒原理和热传导的基本定律，三维　瞬态温度场的边值问题可以表示为　Ｊ：　ｆｃ　警＝Ａ（等＋１９　２Ｔ＋　）＋。　式中，　。。为等效导热系数；６ｉ（　１，２，３，…，ｎ）　为各导热体厚度；Ｋｉ为各导热体的平均导热　Ａ（　＋　＋　）一　（　—Ｔｏ）一ｇ　系数　。　式中，Ａ为材料的导热系数；Ｐ为热源密度；ｃ为比　２．２定子绕组端部表面导热系数　热容；ｙ为密度；ｇ为由于热传导引起边界上的热量　散逸；　为求解域边界的散热系数；Ｔｏ为周围介质　定子绕组端部一方面与槽部绕组进行热交换，　的温度；　、　１２　为边界外法线方向与　、Ｙ、　轴　另一方面通过端部周围的空气进行散热，其导热系　夹角的余弦；ｓ　为第二类边界条件；ｓ：为第三类边　数可以按下式进行计算：　界条件（对流换热边界条件）。　（１＋０．０７ｕ２）×１０　，　——　■一　根据变分原理，式（６）等效为如下的变分方程：　式中，系数ｃ　可查文献［３］，／／，。为转子圆周速度。　ｆＦｃ　【（　＋（　＋（　】＋　。　一　２．３定子铁心外圆向空间的散热系数　绕组的热量一部分到达定子铁心外圆，通过定　｛　ｐ　ｔ　ｄｘｄｙｄｚ＋　｛ｇ　＋号　一　・　＝ｒｎｉｎ　子铁心外圆向空间散热。由于内部风扇的作用，定　【　。：　：　子铁心外圆空间的空气具有一定的速度，属于强制　（７）　对流换热，其散热系数可按下式进行计算：　对上述变分方程进行离散，并对求解区域进行　２＝Ｏ／０（１＋ｋ√　）　（３）　网格剖分，就可以得到模型各个节点的温度值。　式中，　为发热表面在静止空气中的散热系数，　３．２定子有限元模型　为考虑气流吹拂效率的系数，　为空气吹拂表面的　本文以一台额定功率为３．２　ｍｗ的变速恒频双　速度。　馈风力发电机为例，计算额定负载时定子的温度场　９期　杨强等：兆瓦级双馈风力发电机定子温度场有限元计算　・２７・　分布，其中双馈发电机的基本参数如表１所示。　表１双馈风力发电机基本参数　得到，对于铁耗还可以通过试验结果进行修正。计　算时分别将电机各部分的损耗加到电机的有限元求　解模型中，作为温度场计算时的热源。　表２给出了试验样机定子的热源损耗和相应的　热生成率。　为了便于分析，对发电机定子结构作了如下的　简化处理，　表２定子损耗和热生成率　定子绕组定子铁心　（１）将槽内的多匝线圈作为一个整体建模，在　划分网格时将外面的绝缘层单独分离出来；　（２）由于定子线圈端部结构复杂，在建模时将　其作为直边考虑，这种简化方式使得散热面积大大　减小，因此，考虑将散热系数适当增大一些；　（３）叠压在一起的硅钢片作为一个整体考虑。　由于双馈风力发电机定子结构的对称性，在进　行分析时，可以采用１／５４模型。对称面作为绝热边　界处理，实体模型如图２所示，将实体模型采用　Ｓｏｌｉｄ７０热单元划分网格，生成有限元模型，如图３　所示。　图２定子铁心１／５４实体模型　图３定子铁心的有限元模型　对于图２所示的模型，在所有的对称面施加对　称边界条件，气隙与对称面作为绝热边界处理，与　空气接触的面施加对流边界条件，在硅钢片和绕组　上施加体载荷一热生成率，硅钢片的体载荷施加在　整个铁心体上，绕组的体载荷施加在绕组单元上。　双馈风力发电机定子部分的热源主要有绕组铜　耗和铁心损耗。这些损耗值可以从电磁计算结果中　３．３计算结果及分析　图４至图７为定子温度场计算结果。图４为双　馈风力发电机的定子温度场分布图，从整个定子温　度场分布图可以看出，定子的温度范围为４９￣Ｃ～　１１２．２℃。其中定子最高温度点在电机中部的绕组铜　线上。由于发电机采用轴一径向通风结构，电机定　子中部温度最高，而沿轴向向两端温度逐渐降低。　从图５和图６可以看出，定子铁芯的最高温度　为１０１．８℃，绝缘材料的最高温度为１１２．２￣Ｃ；由于　传导的作用，定子绕组和铁心的温度沿轴向和周向　不均匀分布。经计算，绕组的平均温度为：Ｔ＝　１０７．５￣Ｃ，温升为７７．５　Ｋ，满足设计要求。　图４定子温度分布　图５铁心温度分布　４实验及结论　３．２　ＭＷ双馈风力发电机样机在制造完成后进行　了额定负载温升试验。环境温度为３０＂１２，发电机在　．２８．　徽１ｌ『机　表３额定负载下定子绕组温度　Ａ相绕组温度／℃　Ｂ相绕组温度／℃　Ｃ相绕组温度／℃　１１１．６　１１１．８　１１１．２　４４卷　额定转速下，满功率输出运行４．５　ｈ左右温升达到　稳定值，并测量得到稳定温升下定子每相绕组的温　度如表３所示。其中发电机定子绕组温度由埋置在　每相绕组内的测温元件ＰＴ１００测得。　实际测量的绕组平均温升为８１．５３　Ｋ，而通过有　限元计算得到的定子绕组平均温升为７７．５　Ｋ，误差　不大于５　Ｋ，满足工程设计需要。　通过试验与仿真结果的对比，不仅表明了该仿　真方法的可行性和准确性，同时为开发大容量高功　率密度的双馈风力发电机而进行结构优化和温度场　分析提供了数据基础。　图６绝缘温度分布　参考文献　［１］　Ｒ．Ｐｅｎａ，Ｊ．Ｃ．Ｃｌａｒｅ，Ｇ．Ｍ．Ａｓｈｅｒ．Ｄｏｕｂｌｙ　Ｆｅｄ　Ｉｎｄｕｃｔｉｏｎ　Ｇｅｎｅｒａｔｏｒ　Ｕｓｉｎｇ　Ｂａｃｋ－・ｔｏ－－ｂａｃｋ　ＰＷＭ　Ｃｏｎｖｅ￣ｅｍ　ａｎｄ　ｉｔｓ　Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ　ｔｏ　Ｖａｒｉａｂｌｅ－ｓｐｅｅｄ　Ｗｉｎｄ—ｅｎｅｒｇｙ　Ｇｅｎｅｒａｔｉｏｎ［Ｊ］．ＩＥＥ　Ｐｒｏｃ－ｅｌｅｃｔｒ　Ｐｏｗｅｒ　ａｐｐｌ：１９９６，１４３（３）：２３１—２４１．　［２］　杨强，黄守道，欧金生．双馈异步风力发电机的有功功率特性　及转子变频器的参数分析［Ｊ］．防暴电机，２００７，５（４２）：２６　—３１．　［３］魏永田等．电机内热交换［Ｍ］．北京：机械工业出版社．　［４］　黄国治，傅丰礼．中小旋转电机设计手册［Ｍ］．北京：中国电　图７绕组铜线温度分布　力出版社．　（上接第ｌ８页）　行对比，２Ｄ中各向异性线性模型能满足ｄ、ｑ轴参　数计算要求，而各向同性模型仅在求ｄ轴参数时是　可行的，它们都能反映转子的饱和特性。出现该现　象的根本原因是ＡＬＡ转子ｑ轴在大的激磁范围内处　于非饱和状态，所以用恒定的值来表示该方向上的　转子材料相对磁导率是正确的；而ｄ轴由于定子铁　心占主导地位，转子铁心对整个磁路的影响很低，　场、参数及性能的分析与计算［Ｊ］．中国电机工程学报，１９９４，　１４（３）：１４—２０．　［２］　Ｎｉｃｏｌａ　Ｂｉａｎｃｈｉ，Ｂ．Ｊ．Ｃｈａｌｍｅｒｓ．Ａｘｉａｌｌｙ　Ｌａｍｉｎａｔｅｄ　Ｒｅｌｕｃｔａｎｃｅ　Ｍｏｔｏｒ　Ａｎａｌｙｔｉｃａｌ　ａｎｄ　Ｆｉｎｉｔｅ－Ｅｌｅｍｅｎｔ　Ｍｅｔｈｏｄｓ　ｔｂｒ　Ｍａｇｎｅｔｉｃ　Ａｎａｌｙｓｉｓ　［Ｊ］．ＩＥＥＥ　Ｔｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓ　Ｏｉｌ　Ｍａｇｎｅｔｉｃｓ，２００２，３８（１）：２３９　—２４５．　［３］　易明军，辜承林．高凸极比轴向叠片式转子电机设计及其参数　测定［Ｊ］．微特电机，２０００（２）：１５—１７．　［４］　赵博，张洪亮．Ａｎｓｏｆｔｌ２在工程电磁场中的应用［Ｍ］．中国水　利水电出版社，２０１０．　［５］ｃ．Ｌ．Ｇｕ，Ｌ．Ｒ．Ｌｉ，Ｋ．Ｒ．Ｓｈａｏ．Ａｎｉｓｏｔｒｏｐｉｃ　Ｆｉｎｉｔｅ　Ｅｌｅｍｅｎｔ　Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎ　ｏｆ　Ｈｉｇｈ　Ｄｅｎｓｉｔｙ　Ａｘｉａｌｌｙ—Ｌａｍｉｎａｔｅｄ　Ｒｏｔｏｒ　Ｒｅｌｕｃｔａｎｃｅ　所以该方向的磁场对转子材料的相对磁导率不敏感，　即使转子发生了饱和，也可以用一个相对于定子足　够大的定值表示ｄ轴方向的相对磁导率。　总的来讲，各向异性线性模型能满足ＡＬＡ转子　电机静态计算的要求，但当转子旋转后即在瞬态磁　场分析时该模型是否合适还需要进一步的研究。　Ｍａｃｈｉｎｅ［Ｊ］．ＩＥＥＥ　Ｔｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓ　ｏｎ　Ｍａｇｎｅｔｉｃｓ，１９９４，３０（５）：　３６７９—３６８２．　参考文献　［１］辜承林，李朗如．转子轴向叠压各向异性（ＡＬＡ）磁阻电机磁