風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部氣流組織優(yōu)化方法研究

馬鐵強(qiáng)，孫德濱，蘇陽(yáng)陽(yáng)

·實(shí)驗(yàn)研究·

風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部氣流組織優(yōu)化方法研究

馬鐵強(qiáng)1，孫德濱1，蘇陽(yáng)陽(yáng)2

(1．沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，遼寧沈陽(yáng)110870; 2．沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)電氣工程學(xué)院，遼寧沈陽(yáng)110870)

針對(duì)兆瓦級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部結(jié)構(gòu)散熱性能問(wèn)題，在“下送尾排”式典型機(jī)艙散熱布局的基礎(chǔ)上，提出了“下送側(cè)排”式、“側(cè)送尾排”式和“側(cè)送側(cè)排”式等三種不同的散熱氣流組織形式。利用CFD軟件對(duì)四種不同的機(jī)艙散熱氣流組織形式進(jìn)行了溫度場(chǎng)數(shù)值模擬，并對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。在此過(guò)程中，提出了一種基于熱源擾動(dòng)的氣流組織均勻性評(píng)價(jià)新方法，解決了無(wú)參照狀態(tài)下機(jī)艙散熱氣流組織的孤本評(píng)價(jià)難題。模擬結(jié)果表明:“下送側(cè)排”式是四種不同的散熱氣流組織形式中最好的散熱布局結(jié)構(gòu)。

風(fēng)電機(jī)組;氣流組織;CFD;數(shù)值模擬;熱源擾動(dòng)

0 前言

風(fēng)力發(fā)電機(jī)組作為一種在高空無(wú)人值守持續(xù)運(yùn)行的超大型復(fù)雜機(jī)械裝備，機(jī)械和電氣部件在復(fù)雜工況下會(huì)以摩擦、碰撞、電磁損耗等形式持續(xù)生熱。盡管關(guān)鍵部件配有專用散熱通道，但散熱功率不匹配或散熱結(jié)構(gòu)不合理，會(huì)使熱量不能及時(shí)散發(fā)，聚集在機(jī)艙內(nèi)造成不確定性溫升。機(jī)艙溫升將引起傳動(dòng)鏈潤(rùn)滑水平下降、機(jī)艙爆燃風(fēng)險(xiǎn)加大、管線加速老化等嚴(yán)重問(wèn)題。據(jù)內(nèi)蒙古某風(fēng)電場(chǎng)的2014年統(tǒng)計(jì)資料，部件超溫導(dǎo)致的機(jī)組停機(jī)次數(shù)約占非正常停機(jī)總數(shù)的43%。機(jī)組散熱問(wèn)題仍未有效解決，嚴(yán)重制約機(jī)組的可利用率和成本回收。

文獻(xiàn)［1－5］模擬了風(fēng)力發(fā)電機(jī)溫度場(chǎng)分布;文獻(xiàn)［6］分析了風(fēng)電齒輪箱穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng);文獻(xiàn)［7］分析了風(fēng)力發(fā)電機(jī)組主軸承的滾動(dòng)體接觸摩擦生熱及接觸區(qū)熱量分布;文獻(xiàn)［8］模擬了極端溫度下風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙熱性能，成果用于機(jī)艙冷卻系統(tǒng)功率匹配。這些研究為風(fēng)電機(jī)組部件冷卻方案設(shè)計(jì)和風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的運(yùn)行控制提供了優(yōu)化參考依據(jù)。

由此可見(jiàn)，風(fēng)電機(jī)組的機(jī)艙散熱在一定程度上影響著整個(gè)機(jī)組的穩(wěn)定運(yùn)行，機(jī)艙的散熱問(wèn)題一直是行業(yè)內(nèi)不可忽略的問(wèn)題之一，機(jī)艙內(nèi)環(huán)境溫度過(guò)高會(huì)對(duì)艙內(nèi)關(guān)鍵部件產(chǎn)生不利的影響［9－10］。因此機(jī)艙散熱布局結(jié)構(gòu)的優(yōu)化尤為重要，但是從風(fēng)力發(fā)電機(jī)組工作環(huán)境的角度考慮，送、排風(fēng)口的尺寸、位置等因素會(huì)使得機(jī)艙內(nèi)部重要部件受到外界環(huán)境因素(如凝露、沙塵、鹽霧)的影響，因此要盡量保證機(jī)艙的密封度。

傳統(tǒng)的氣流組織設(shè)計(jì)主要借助理論計(jì)算、模型實(shí)驗(yàn)來(lái)完成，但是這些方法存在很大的局限［11］，本文主要運(yùn)用CFD軟件，對(duì)“下送尾排”式、“下送側(cè)排”式、“側(cè)送尾排”式和“側(cè)送側(cè)排”式等四種不同的氣流組織形式，進(jìn)行數(shù)值模擬并提出一種基于熱源擾動(dòng)評(píng)價(jià)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部溫度分布均勻性的新方法，解決了無(wú)參照狀態(tài)下機(jī)艙散熱氣流組織的孤本評(píng)價(jià)難題。不僅為機(jī)艙內(nèi)部氣流組織形式的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了理論參考，同時(shí)也為其它風(fēng)電機(jī)組機(jī)型的設(shè)計(jì)提供了借鑒依據(jù)，具有一定的實(shí)際工程價(jià)值。

1 氣流組織形式

氣流組織即空氣分布狀況，是指室內(nèi)空氣的速度分布、溫度分布和污染物濃度分布狀況［12］，良好的氣流組織形式有助于由送風(fēng)口進(jìn)入的空氣到達(dá)工作區(qū)域后在艙內(nèi)形成比較均勻的溫度、濕度和氣流速度，有助于機(jī)艙散熱。影響氣流組織的因素很多，如送、排風(fēng)口的位置、尺寸大小及風(fēng)電機(jī)組的復(fù)雜工況和季節(jié)變化等。本文主要對(duì)送、排風(fēng)口這一因素進(jìn)行數(shù)值模擬并對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行比較。在傳統(tǒng)機(jī)艙散熱布局“下送尾排”式的基礎(chǔ)上，保持送、排風(fēng)口的尺寸不變，改變其位置，模型如圖1所示。

圖1機(jī)艙散熱布局的物理模型Fig.1Physical model of the nacelle heat dissipation structure

圖1 中，靠近機(jī)艙前端的兩個(gè)長(zhǎng)方形口為送風(fēng)口，機(jī)艙尾部的兩個(gè)長(zhǎng)方形口為排風(fēng)口，靠近機(jī)艙前端內(nèi)部的大長(zhǎng)方體為齒輪箱，齒輪箱上部體積小的長(zhǎng)方體為齒輪箱散熱通道，靠近機(jī)艙尾部的下方的長(zhǎng)方體為發(fā)電機(jī)，發(fā)電機(jī)上方為發(fā)電機(jī)散熱通道，機(jī)艙內(nèi)部尾端前方是控制柜。艙內(nèi)各個(gè)部件的幾何尺寸均按照實(shí)物尺寸建模。

2 控制方程、湍流模型及邊界條件

2.1 艙內(nèi)流體與傳熱的控制方程

機(jī)艙內(nèi)安裝了強(qiáng)制通風(fēng)系統(tǒng)，由專門的送風(fēng)口和排風(fēng)口形成了機(jī)艙與外部氣體環(huán)境的交換系統(tǒng)。艙內(nèi)氣體假定為不可壓縮氣體，在恒功率強(qiáng)制通風(fēng)系統(tǒng)作用下做定常流動(dòng)，遵守質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒定律。

本文用整體求解方法，求解艙內(nèi)氣體流動(dòng)和溫度場(chǎng)分布問(wèn)題。設(shè)艙內(nèi)氣體瞬時(shí)流速為u，氣體壓力為P，氣體比熱容為cp，氣體傳熱系數(shù)為k，氣體瞬時(shí)溫度為T，則艙內(nèi)氣流的統(tǒng)一控制方程描述如下:

(1)機(jī)艙內(nèi)氣體不可壓縮，則滿足以下流體連續(xù)性方程:

(2)機(jī)艙內(nèi)氣體在各個(gè)速度分量方向上，滿足以下動(dòng)量守恒方程:

(3)不考慮機(jī)艙內(nèi)氣體的黏性耗散，則滿足能量守恒方程

2.2 艙內(nèi)氣體的湍流模型

機(jī)艙內(nèi)氣體在強(qiáng)制通風(fēng)系統(tǒng)作用以較大流速做定常流動(dòng)，由于自然環(huán)境下的空氣黏性系數(shù)可忽略不計(jì)，因此其雷諾數(shù)較大。艙內(nèi)氣體受機(jī)艙的復(fù)雜布局結(jié)構(gòu)影響，氣流組織形態(tài)呈現(xiàn)復(fù)雜紊流。

為了描述艙內(nèi)氣體紊流狀態(tài)，采用Launder和Spalding提出的k－ε湍流模型。k－ε湍流模型是簡(jiǎn)單而標(biāo)準(zhǔn)的湍流模型，可有效解決高雷諾數(shù)的流體湍流問(wèn)題。k－ε湍流模型方程為

式中，Gk為氣體層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能; Gb為由浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能;YM為由于在可壓縮湍流中過(guò)渡的擴(kuò)散產(chǎn)生的波動(dòng)，由于艙內(nèi)氣體不可壓縮，故忽略不計(jì);Sk、Sε為用戶定義的源項(xiàng)，通常也忽略不計(jì);σk、σε分別為k方程和ε方程的湍流普朗特?cái)?shù)，由艙內(nèi)氣體的比熱容Cp、黏度系數(shù)μ和導(dǎo)熱率k根據(jù)普朗特?cái)?shù)計(jì)算公

2.3 機(jī)艙流場(chǎng)和溫度場(chǎng)分析的邊界條件

艙內(nèi)氣體為定常流動(dòng)，流場(chǎng)分布由強(qiáng)制通風(fēng)系統(tǒng)功率決定。溫度場(chǎng)由氣體與熱源之間的自然對(duì)流、輻射、熱傳導(dǎo)三個(gè)換熱過(guò)程和流場(chǎng)分布決定，那么不同熱源表面溫度會(huì)導(dǎo)致機(jī)艙溫度場(chǎng)有所差異。

根據(jù)IEC標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的部件工作溫度范圍及風(fēng)電場(chǎng)夏季常規(guī)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，設(shè)定機(jī)艙流場(chǎng)和溫度場(chǎng)分析的邊界條件。由于艙內(nèi)散熱氣流組織形態(tài)與送風(fēng)口、排風(fēng)口的風(fēng)速、流量有關(guān)，而與熱源溫度數(shù)據(jù)無(wú)關(guān)，因此選定表1所示機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)部件外殼的溫度數(shù)據(jù)作為分析依據(jù)。式(8)獲得。艙內(nèi)氣體的普朗特?cái)?shù)σk、σε別取數(shù)值1和1.3。

表1 機(jī)艙溫度場(chǎng)分析參數(shù)Tab.1Parameters of the nacelle temperature field

此外，夏季常規(guī)運(yùn)行的環(huán)境監(jiān)測(cè)溫度統(tǒng)計(jì)平均值約為20℃;送風(fēng)口的氣體速度v≈5 m/s;按照GB/T19073標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定齒輪箱的工作環(huán)境溫度為－40～50℃。

3 模擬結(jié)果

從圖2所示溫度場(chǎng)分布上可以明顯的看到四種不同的氣流組織形式中，“側(cè)排”式的兩種氣流組織形式溫度場(chǎng)分布趨勢(shì)基本相同，“尾排”式的兩種氣流組織形式溫度場(chǎng)分布趨勢(shì)基本相同，均呈現(xiàn)出“前涼后熱”的分布特點(diǎn)。“尾排”式在機(jī)艙尾端發(fā)電機(jī)周圍形成高溫區(qū)，不利于散熱，“側(cè)排”式的氣流組織形式相對(duì)于“尾排”式的氣流組織形式好一些，有利于機(jī)艙散熱。

圖2 不同氣流組織形式截面溫度場(chǎng)分布Fig.2Temperature field distribution of different air distribution

4 機(jī)艙內(nèi)部氣流組織散熱性能評(píng)價(jià)方法

相關(guān)數(shù)據(jù)。設(shè)熱源擾動(dòng)影響不均勻系數(shù)為kΔt，kΔt按式(9)計(jì)算。

4.1 基于熱源擾動(dòng)的溫度場(chǎng)分布均勻性評(píng)價(jià)新方法

為分析風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙溫度場(chǎng)分布均勻性問(wèn)題，若按照文獻(xiàn)［13］提供的溫度場(chǎng)分布均勻性評(píng)價(jià)指標(biāo)，則無(wú)法準(zhǔn)確判定溫度場(chǎng)分布是否均勻。本文提出一種基于熱源擾動(dòng)的溫度場(chǎng)分布均勻性評(píng)價(jià)新方法。在環(huán)境溫度不變條件下，為所有熱源施加溫度擾動(dòng)量Δt，通過(guò)截取垂直于X軸的若干截面，以截面中心為對(duì)稱點(diǎn)，上下左右對(duì)稱取三維點(diǎn)，本次取點(diǎn)共計(jì)323個(gè)點(diǎn)。取點(diǎn)模型如圖3所示，由左向右為X軸正方向，由下向上為Z軸正方向，坐標(biāo)系原點(diǎn)位于機(jī)艙左側(cè)面與底面交線的中點(diǎn)處。度變化標(biāo)準(zhǔn)差σΔt和溫度變化平均值Δt，并記錄

從風(fēng)力發(fā)電機(jī)組工作環(huán)境的角度考慮，機(jī)艙內(nèi)部溫度場(chǎng)受復(fù)雜工況及季節(jié)變化等因素的影響，進(jìn)而影響不均勻系數(shù)kΔt。為了驗(yàn)證不均勻系數(shù)kΔt是否趨于穩(wěn)定狀態(tài)，在CFD計(jì)算的邊界條件中加入溫度擾動(dòng)并重新計(jì)算流場(chǎng)，根據(jù)式(9)計(jì)算各自熱源擾動(dòng)影響不均勻系數(shù)kΔt。將相鄰兩次熱源擾動(dòng)產(chǎn)生的熱源擾動(dòng)影響不均勻系數(shù)kΔt，i和kΔt，i+1代入關(guān)系式(10)，得到溫度場(chǎng)不均勻性評(píng)價(jià)穩(wěn)定指標(biāo)λ，若λ→0，則說(shuō)明溫度場(chǎng)分布的不均勻特性趨于穩(wěn)定狀態(tài)。

基于熱源擾動(dòng)的溫度場(chǎng)分布均勻性評(píng)價(jià)方法解決了無(wú)參照狀態(tài)下機(jī)艙散熱氣流組織的孤本評(píng)價(jià)難題，為風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部溫度場(chǎng)分布均勻性的研究提供了理論基礎(chǔ)和借鑒經(jīng)驗(yàn)。根據(jù)以上結(jié)論，優(yōu)先選出機(jī)艙內(nèi)部溫度場(chǎng)分布不均勻特性穩(wěn)定狀態(tài)良好的，后選擇機(jī)艙內(nèi)部溫度不均勻性系數(shù)相對(duì)小的。

本文對(duì)四種不同的氣流組織形式的擬六面體機(jī)艙內(nèi)的熱源施加了兩次擾動(dòng)并重新計(jì)算流場(chǎng)，由式(10)計(jì)算分別得到的不均勻性評(píng)價(jià)穩(wěn)定指標(biāo)λ和溫度不均勻系數(shù)σx見(jiàn)表2。

圖3 取點(diǎn)物理模型Fig.3Physical model of taking point

計(jì)算此時(shí)的機(jī)艙內(nèi)溫度場(chǎng)內(nèi)各取樣點(diǎn)處的溫

表2 不同氣流組織形式的相關(guān)參數(shù)Tab.2Parameters of different air distribution

由表2看到:各種氣流組織形式的溫度不均勻系數(shù)σx都基本集中在10左右，相差不大，從優(yōu)先考慮溫度場(chǎng)不均勻性評(píng)價(jià)穩(wěn)定指標(biāo)λ的角度考慮，“下送側(cè)排”式的溫度場(chǎng)不均勻性評(píng)價(jià)穩(wěn)定指標(biāo)λ最小，即“下送側(cè)排”式是四種不同的氣流組織形式中散熱性能最好的氣流組織形式。

4.2 機(jī)艙內(nèi)部的溫度效率

設(shè)Tε為排風(fēng)口溫度，T0為送風(fēng)口溫度，Tz為機(jī)艙內(nèi)的平均溫度，則機(jī)艙內(nèi)部的溫度效率Et可由公式(11)計(jì)算。

根據(jù)本文實(shí)驗(yàn)樣本整理得到機(jī)艙溫度數(shù)據(jù)，見(jiàn)表3。由式(11)計(jì)算得到四種不同氣流組織形式擬六面體機(jī)艙的溫度效率Et。該溫度效率偏低，說(shuō)明機(jī)艙散熱能力較低［11］，機(jī)艙散熱氣流組織形態(tài)不良，不利于機(jī)艙散熱。

表3 不同氣流組織形式的機(jī)艙溫度數(shù)據(jù)(熱力學(xué)溫度)Tab.3Temperature data of nacelle with different air flows distribution(thermodynamic temperature)

由式(11)分別得到:Et1=0.76977，Et2= 0.81081，Et3=0.76798，Et4=0.81975。

由Et4＞Et2＞Et1＞Et3可以得到:“側(cè)排”式較“尾排”式氣流組織形式溫度效率更高;“下送側(cè)排”式與“側(cè)送側(cè)排”式溫度效率基本相等，大于其他兩種氣流組織形式;說(shuō)明“下送側(cè)排”式和“側(cè)送側(cè)排”式兩種不同氣流組織形式的機(jī)艙散熱能力較高，機(jī)艙散熱組織形態(tài)良好，更有利于機(jī)艙散熱。價(jià)值。

(3)為進(jìn)一步優(yōu)化“下送側(cè)排”式機(jī)艙散熱氣流組織形式提供了理論參考及借鑒經(jīng)驗(yàn)。

5結(jié)論

針對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙內(nèi)部散熱通風(fēng)問(wèn)題，利用CFD軟件對(duì)四種不同氣流組織形式的機(jī)艙布局結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬，采用了一種基于熱源擾動(dòng)的新式方法評(píng)價(jià)機(jī)艙內(nèi)部散熱優(yōu)良。經(jīng)數(shù)值模擬分析結(jié)論如下:

(1)由機(jī)艙內(nèi)部溫度場(chǎng)分布不均勻性穩(wěn)定評(píng)價(jià)指標(biāo)λ，溫度不均勻性系數(shù)σx和溫度效率Et等參數(shù)指標(biāo)，得到“下送側(cè)排”式是最好的散熱氣流組織形式，其散熱效果最佳。

(2)采用CFD軟件對(duì)四種不同氣流組織形式的散熱性能進(jìn)行數(shù)值模擬研究，得到“側(cè)排”式的氣流組織形式比“尾排”式的氣流組織形式散熱好一些，不僅為機(jī)艙外形結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及其通風(fēng)散熱性能設(shè)計(jì)提供了參考，同時(shí)也為其它機(jī)型的設(shè)計(jì)提供了可借鑒的依據(jù)，具有一定的實(shí)際工程

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專利介紹

一種一機(jī)兩流板坯連鑄機(jī)及其生產(chǎn)方法(CN103182488A)

本發(fā)明提供了一種一機(jī)兩流板坯連鑄機(jī)及其生產(chǎn)方法，減少投資，降低生產(chǎn)成本，節(jié)約資源。

該一種一機(jī)兩流板坯連鑄機(jī)，包括鋼包、長(zhǎng)水口、中間包、浸入式水口、結(jié)晶器、振動(dòng)裝置、引錠鏈、扇形段、設(shè)置在扇形段的出口處的出坯系統(tǒng)，長(zhǎng)水口連通鋼包與中間包，浸入式水口自中間包的底部接入結(jié)晶器，振動(dòng)裝置設(shè)置在結(jié)晶器外，扇形段設(shè)置在結(jié)晶器的出口下方，引錠鏈設(shè)置在扇形段輥縫內(nèi)且引錠鏈的上端插入結(jié)晶器內(nèi)，特殊之處在于，結(jié)晶器設(shè)置有第一腔體和第二腔體;浸入式水口包括第一浸入式水口和第二浸入式水口，分別接入第一腔體和第二腔體內(nèi);引錠鏈包括設(shè)置在其上端的第一引錠頭、第二引錠頭，分別插入第一腔體和第二腔體內(nèi)。上述結(jié)晶器由外弧裝配、內(nèi)弧裝配、左側(cè)裝配、右側(cè)裝配、左側(cè)中間插板、右側(cè)中間插板組成，外弧裝配、內(nèi)弧裝配、左側(cè)裝配和左側(cè)中間插板圍成第一腔室;外弧裝配、內(nèi)弧裝配、右側(cè)裝配和右側(cè)中間插板圍成第二腔室。上述引錠鏈還包括第一過(guò)渡鏈節(jié)、第二過(guò)渡鏈節(jié)和鏈身，第一過(guò)渡鏈節(jié)、第二過(guò)渡鏈節(jié)分別串接在所述第一引錠頭、第二引錠頭與鏈身之間。上述引錠鏈還包括第一過(guò)渡鏈節(jié)、第二過(guò)渡鏈節(jié)和鏈身，第一過(guò)渡鏈節(jié)、第二過(guò)渡鏈節(jié)分別串接在所述第一引錠頭、第二引錠頭與鏈身之間。上述引錠鏈?zhǔn)侨嵝枣準(zhǔn)焦璉錠鏈。使用一機(jī)兩流板坯連鑄機(jī)的生產(chǎn)方法，包括以下步驟:

1)、鋼水從鋼包經(jīng)長(zhǎng)水口進(jìn)入中間包后，分別經(jīng)第一浸入式水口和第二浸入式水口進(jìn)入結(jié)晶器的內(nèi)插第一引錠頭的第一腔體內(nèi)和內(nèi)插第二引錠頭的第二腔體內(nèi)，進(jìn)入第一腔體內(nèi)的鋼水與第一引錠頭連接，進(jìn)入第二腔體內(nèi)的鋼水與第二引錠頭連接，此時(shí)，鋼水在結(jié)晶器內(nèi)冷卻形成兩流鑄坯;

2)、當(dāng)結(jié)晶器內(nèi)的鋼水距離結(jié)晶器的頂部100 mm時(shí)，振動(dòng)裝置啟動(dòng)，同時(shí)，啟動(dòng)扇形段的驅(qū)動(dòng)裝置，驅(qū)動(dòng)引錠鏈帶動(dòng)上述的兩流鑄坯向下運(yùn)動(dòng)，直至該兩流鑄坯被拉出扇形段，并進(jìn)入出坯系統(tǒng)，在此過(guò)程中兩流鑄坯逐漸冷卻，形成兩流板坯;

3)、待兩流板坯到達(dá)切割機(jī)處并達(dá)到指定長(zhǎng)度時(shí)，切割機(jī)同時(shí)切割兩流板坯，被切割下來(lái)的兩流板坯為定尺板坯，該定尺板坯與引錠鏈脫離并被出坯系統(tǒng)運(yùn)出;尚未被切割的兩流板坯的剩余部分隨著扇形段繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，待達(dá)到指定的尺寸后，切割機(jī)再次對(duì)該兩流板坯的剩余部分進(jìn)行切割獲取定尺板坯，如此往復(fù)。

Research on optimization method of air distribution inside the nacelle of wind turbine

MA Tie-qiang1，SUN De-bin1，SU Yang-yang2
(1．School of Mechanical Engineering，Shenyang University of Technology，Shenyang 110870，China;2．School of Electrical Engineering，Shenyang University of Technology，Shenyang 110870，China)

To study the heat dissipation performance inside the nacelle structure of the megawatt grade wind turbine，three different air distribution s of bottom to side，side to tail and side to side are proposed on the basis of typical structure of bottom to tail．The CFD software is used to analyze the temperature field of the four different air distributions inside the nacelle，and the results of the numerical simulation are compared．In the course of studying，a new method of evaluating the air distributions uniformity based on the heat source perturbation is proposed，and the problem of evaluating the air distributions uniformity without reference has been solved．The results show that the bottom to top method whose temperature field is proven to be the best in all forms．

wind turbine;air distribution;CFD;numerical simulation;heat source perturbation

TM385

A

1001－196X(2017)01－0029－06

2016－05－24;

2016－07－27

國(guó)家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目(51537007);國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51207095);遼寧省科技創(chuàng)新重大專項(xiàng)(201303005)。

馬鐵強(qiáng)(1977－)，男，博士，講師，主要從事適應(yīng)復(fù)雜環(huán)境的風(fēng)力發(fā)電機(jī)組多學(xué)科耦合設(shè)計(jì)、分析和仿真理論研究和軟件研發(fā)。

孫德濱(1990－)，男，沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)在校碩士生，研究方向:機(jī)械制造及其自動(dòng)化。