航空發(fā)電機(jī)風(fēng)阻實(shí)驗(yàn)及匹配冷卻風(fēng)扇設(shè)計(jì)

趙彥辰 王掩剛 劉漢儒 秦江平 張榮榮

1.西北工業(yè)大學(xué)動(dòng)力與能源學(xué)院，西安，7101292.中航工業(yè)陜西航空電氣有限責(zé)任公司，西安，710077

0 引言

隨著傳感器及高耗能系統(tǒng)的大量應(yīng)用，飛機(jī)對(duì)電能的需求呈幾何級(jí)數(shù)增長(zhǎng)，對(duì)發(fā)電機(jī)的功率要求大幅提高。航空飛行器發(fā)電機(jī)的質(zhì)量及尺寸受到嚴(yán)格限制，高功率密度(至少是1.5 kW/kg)是未來(lái)先進(jìn)航空發(fā)電機(jī)發(fā)展的必然趨勢(shì)[1]。研究發(fā)現(xiàn)，發(fā)電機(jī)的發(fā)熱與其尺寸的立方成比例，而散熱與其尺寸的平方成比例[2]，不良的散熱嚴(yán)重影響發(fā)電機(jī)的安全穩(wěn)定運(yùn)行，所以如何對(duì)發(fā)電機(jī)進(jìn)行高效的冷卻尤為關(guān)鍵。航空專(zhuān)用發(fā)電機(jī)工作條件的要求，與風(fēng)冷系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、可靠性高、維護(hù)方便及低成本的優(yōu)點(diǎn)極為匹配。航空起/發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)復(fù)雜、冷卻系統(tǒng)通流能力弱，這要求葉輪需在高壓差、小流量條件下工作，對(duì)冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)造成一定難度。因此如何針對(duì)發(fā)電機(jī)內(nèi)部冷卻系統(tǒng)特性設(shè)計(jì)高效的冷卻風(fēng)扇是關(guān)鍵。

開(kāi)式發(fā)電機(jī)冷卻風(fēng)扇內(nèi)部氣體的流動(dòng)十分復(fù)雜，包括邊界層分離、葉尖泄露等二次流，因此風(fēng)扇的設(shè)計(jì)一直是研究的重點(diǎn)，不同形式的發(fā)電機(jī)流道結(jié)構(gòu)有不同的設(shè)計(jì)特點(diǎn)。魏書(shū)慈[3]對(duì)中小型發(fā)電機(jī)所使用的軸流和離心風(fēng)扇的設(shè)計(jì)方法和選型要點(diǎn)進(jìn)行了較為全面的介紹，詳述了根據(jù)發(fā)電機(jī)對(duì)風(fēng)扇進(jìn)行選型及設(shè)計(jì)的方法。由此可見(jiàn)，風(fēng)扇需要根據(jù)所配合的發(fā)電機(jī)特性的不同來(lái)進(jìn)行設(shè)計(jì)。目前，發(fā)電機(jī)風(fēng)扇的設(shè)計(jì)方法主要有3種：第一種是通過(guò)發(fā)電機(jī)損耗經(jīng)驗(yàn)公式直接估算出發(fā)電機(jī)冷卻所需風(fēng)量及風(fēng)壓等參數(shù)[4]，再根據(jù)此參數(shù)設(shè)計(jì)風(fēng)扇。由于真實(shí)流動(dòng)極為復(fù)雜，所以盡管該方法簡(jiǎn)便，但不夠準(zhǔn)確。第二種是采用有限體積法對(duì)風(fēng)扇進(jìn)行CFD計(jì)算[5]，再根據(jù)模擬流動(dòng)情況來(lái)設(shè)計(jì)。李光宇等[6]、周建輝等[7]、劉夫乾等[8]和劉立峰[9]采用CFD在計(jì)算得到風(fēng)扇的風(fēng)壓、風(fēng)量、流場(chǎng)和外特性線(xiàn)的基礎(chǔ)上，對(duì)不同發(fā)電機(jī)的風(fēng)扇進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化。但這些研究只針對(duì)風(fēng)扇個(gè)體進(jìn)行模擬，其結(jié)果與風(fēng)扇在實(shí)際工程中的應(yīng)用情況有一定差距。開(kāi)放式發(fā)電機(jī)的冷卻風(fēng)扇與發(fā)電機(jī)冷卻系統(tǒng)的流路有著緊密耦合關(guān)系，風(fēng)扇設(shè)計(jì)指標(biāo)及進(jìn)出口氣流的實(shí)際情況不易得出，這為發(fā)電機(jī)匹配風(fēng)扇設(shè)計(jì)過(guò)程增加了困難。所以對(duì)于實(shí)際應(yīng)用，該方法只適合優(yōu)化，直接用來(lái)設(shè)計(jì)效率較低。第三種是對(duì)風(fēng)扇及發(fā)電機(jī)整體進(jìn)行數(shù)值模擬，根據(jù)整體流動(dòng)情況對(duì)風(fēng)扇進(jìn)行設(shè)計(jì)。江熒[10]運(yùn)用CFD商業(yè)軟件針對(duì)自扇式發(fā)電機(jī)冷卻系統(tǒng)內(nèi)的氣體流動(dòng)進(jìn)行了研究，并對(duì)冷卻風(fēng)扇進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，但并未考慮發(fā)電機(jī)熱態(tài)工作時(shí)帶來(lái)的阻力變化問(wèn)題。發(fā)電機(jī)內(nèi)部流道結(jié)構(gòu)復(fù)雜，經(jīng)過(guò)模型簡(jiǎn)化的數(shù)值模擬結(jié)果不能真實(shí)反映發(fā)電機(jī)內(nèi)部流動(dòng)阻力特性。航空發(fā)電機(jī)與以上研究中的發(fā)電機(jī)相比，結(jié)構(gòu)更為緊湊，冷卻氣流的流動(dòng)空間更為狹小，所以將數(shù)值模擬結(jié)果作為匹配風(fēng)扇設(shè)計(jì)指標(biāo)得出的設(shè)計(jì)結(jié)果，在實(shí)際運(yùn)行中會(huì)造成航空發(fā)電機(jī)風(fēng)扇設(shè)計(jì)達(dá)不到理想工作狀態(tài)。

冷卻風(fēng)扇設(shè)計(jì)的最終目的是提供發(fā)電機(jī)需要的冷卻能力。本文采用實(shí)驗(yàn)的方法，對(duì)某型7.5 kW航空直流發(fā)電機(jī)實(shí)際工況下的風(fēng)阻及溫升進(jìn)行了測(cè)量，并以此為根據(jù)選取設(shè)計(jì)點(diǎn)來(lái)對(duì)高壓差、小流量軸流風(fēng)扇進(jìn)行設(shè)計(jì)。之后將風(fēng)扇安裝在發(fā)電機(jī)系統(tǒng)上，在發(fā)電機(jī)綜合實(shí)驗(yàn)平臺(tái)上測(cè)試風(fēng)扇實(shí)際工作中的運(yùn)行性能及發(fā)電機(jī)冷卻系統(tǒng)性能，驗(yàn)證基于實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)的航空發(fā)電機(jī)匹配冷卻風(fēng)扇的工作性能及可靠性。

1 風(fēng)阻特性

1.1 風(fēng)阻測(cè)試系統(tǒng)

為了準(zhǔn)確評(píng)估某航空直流起/發(fā)電機(jī)的風(fēng)阻特性，對(duì)該發(fā)電機(jī)進(jìn)行了風(fēng)阻實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)在陜西航空電氣有限責(zé)任公司航空發(fā)電機(jī)綜合實(shí)驗(yàn)平臺(tái)上進(jìn)行，圖1為發(fā)電機(jī)冷卻系統(tǒng)內(nèi)流道示意圖，圖2為實(shí)驗(yàn)平臺(tái)圖，發(fā)電機(jī)參數(shù)如表1所示。

1.軸 2.主勵(lì)磁電機(jī)定子 3.主勵(lì)磁電機(jī)轉(zhuǎn)子4.主發(fā)電機(jī)定子 5.主發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子 6.永磁副勵(lì)磁電機(jī)定子7.永磁副勵(lì)磁電機(jī)轉(zhuǎn)子 8.風(fēng)扇圖1 發(fā)電機(jī)冷卻系統(tǒng)內(nèi)流道示意圖Fig.1 Sketch of inner flow passage in generator cooling system

圖2 實(shí)驗(yàn)裝置圖Fig.2 Experimental equipment

長(zhǎng)度(mm)直徑(mm)轉(zhuǎn)速(r/min)額定功率(kW)總損耗占比(%)23214010 8007.525

實(shí)驗(yàn)以鼓風(fēng)機(jī)為系統(tǒng)風(fēng)源，分別在發(fā)電機(jī)靜態(tài)、空載和加載三種狀態(tài)下進(jìn)行發(fā)電機(jī)通流流量、總壓損失、發(fā)電機(jī)監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度的測(cè)量，通過(guò)改變鼓風(fēng)機(jī)頻率來(lái)實(shí)現(xiàn)風(fēng)量的變化，從而得到發(fā)電機(jī)系統(tǒng)的壓差-流量和溫度-流量的特性曲線(xiàn)。流速通過(guò)進(jìn)口截面的總壓靜壓由伯努利方程計(jì)算得到

p*=p+0.5ρv2

(1)

式中，p*為總壓；p為靜壓；ρ為流體密度；v為流體速度。

溫度測(cè)量采用Pt100熱電偶，測(cè)點(diǎn)布置在發(fā)電機(jī)主要發(fā)熱部位定子繞組處。

1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

實(shí)驗(yàn)時(shí)，環(huán)境壓力為97 620 Pa，環(huán)境溫度T0=294 K。測(cè)試得到了發(fā)電機(jī)靜態(tài)、空載和加載狀態(tài)的壓差-流量特性關(guān)系和發(fā)電機(jī)定子繞組溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度。

圖3所示為轉(zhuǎn)速10 800 r/min條件下，發(fā)電機(jī)強(qiáng)迫通風(fēng)冷卻時(shí)，不同流量下的溫度-流量關(guān)系，溫度基本維持在環(huán)境溫度水平，空載狀態(tài)溫度相對(duì)于靜態(tài)上升2 K，說(shuō)明轉(zhuǎn)子與定子的周向相對(duì)運(yùn)動(dòng)使氣流摩擦產(chǎn)熱,產(chǎn)生微小溫升。加載之后，銅損、鐵損以及電磁熱效應(yīng)產(chǎn)生大量的熱，發(fā)電機(jī)溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫升達(dá)到60～70 K。發(fā)電機(jī)流道截面積不變的情況下，隨著冷卻氣體流量的增大，冷卻氣流流速增加，導(dǎo)致對(duì)流換熱系數(shù)增大，冷卻效果更顯著。該發(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)的相對(duì)于環(huán)境溫度的極限溫升為65 K，為留有余量，本文以環(huán)境溫升62 K為設(shè)計(jì)溫度點(diǎn)，由圖3可知，風(fēng)扇轉(zhuǎn)速在10 800 r/min時(shí)空氣的質(zhì)量流量為0.1 kg/s。

圖3 定子溫度-流量曲線(xiàn)Fig.3 Temperature-mass flow curves of the stator

圖4所示為發(fā)電機(jī)內(nèi)部流動(dòng)的壓差-流量曲線(xiàn)，將出口及入口的壓差作為氣流通過(guò)發(fā)電機(jī)內(nèi)部的壓力損失。不同工況下壓力損失的產(chǎn)生原因如下：①發(fā)電機(jī)內(nèi)流道極不規(guī)則，氣流通過(guò)定子及轉(zhuǎn)子前后流道截面突變導(dǎo)致的局部損失[11]，這在加載、空載和靜態(tài)三種工況中均存在。②轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)增加了氣流速度，強(qiáng)化了氣流周向的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，同時(shí)使氣流流路增長(zhǎng)，綜合效果是增加了氣流的沿程損失[11]，這主要存在于轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)的空載和加載工況。③熱阻力[12]，發(fā)電機(jī)發(fā)熱使流體受熱膨脹而加速，在流動(dòng)方向上形成壓降，導(dǎo)致?lián)p失增大，這主要存在于加載工況。因此同樣流量下，上述三種原因共同作用時(shí)的加載狀態(tài)的損失最大；空載只存在前兩種原因造成的損失，較?。混o態(tài)的損失最小。損失隨著流量增大而增大的主要原因是，在相同管徑下，流量增大等同于流速增加，導(dǎo)致沿程損失增大，由圖4可知，流量是影響壓損的最主要因素。因此根據(jù)發(fā)電機(jī)冷卻溫度要求，氣體的質(zhì)量流量選定為滿(mǎn)足溫升要求的最小流量0.1 kg/s，以保證損失最小，風(fēng)扇工作效率更高。同時(shí)選取損失最大工況，即加載工況作為參考設(shè)計(jì)工況，以確保設(shè)計(jì)滿(mǎn)足全工況工作條件，由圖4可知，軸流風(fēng)扇設(shè)計(jì)點(diǎn)流量在加載工況下的壓升大約為2 700 Pa。

圖4 壓差-流量曲線(xiàn)Fig.4 Curves of pressure difference-mass flow rate

根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果及發(fā)電機(jī)溫度設(shè)計(jì)要求，可以確定風(fēng)扇的設(shè)計(jì)點(diǎn)流量為0.1 kg/s，壓升最小為2 700 Pa，根據(jù)壓差-流量匹配特性，設(shè)計(jì)后的風(fēng)扇特性曲線(xiàn)與實(shí)驗(yàn)得到的發(fā)電機(jī)流道阻力特性曲線(xiàn)相交于或略高于此設(shè)計(jì)點(diǎn)，如圖5所示。理論上，流動(dòng)阻力造成的壓差隨流量減小而減小，風(fēng)扇工作提供的壓升隨流量減小而增大，二者交點(diǎn)便是設(shè)計(jì)點(diǎn)。

圖5 設(shè)計(jì)點(diǎn)確定示意圖Fig.5 Determination of design point

2 軸流冷卻葉輪設(shè)計(jì)

2.1 葉輪設(shè)計(jì)方法

設(shè)計(jì)發(fā)電機(jī)冷卻系統(tǒng)的風(fēng)扇，除了要確定風(fēng)扇氣動(dòng)設(shè)計(jì)點(diǎn)外，還要考慮幾何參數(shù)和工作參數(shù)的約束，一些關(guān)鍵約束如表2所示。

表2 約束條件

對(duì)該型發(fā)電機(jī)冷卻軸流葉輪進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，以提高設(shè)計(jì)流量、降低設(shè)計(jì)壓升為基礎(chǔ)，選取葉片負(fù)攻角來(lái)保證風(fēng)扇出口總壓隨流量的減小而升高。航空發(fā)電機(jī)的風(fēng)冷流道狹小、阻力損失極大，對(duì)風(fēng)扇負(fù)荷水平要求極高，尤其在葉根區(qū)域。較低的葉根線(xiàn)速度易使葉根處做功能力減弱，較難提供足夠高的風(fēng)壓，容易造成風(fēng)壓過(guò)小，氣流難以流通，甚至在葉背出現(xiàn)角區(qū)分離[13]和回流現(xiàn)象。葉片彎扭設(shè)計(jì)可以較好地抑制上述二次流動(dòng)，因此本文對(duì)葉片的彎和扭采用正交設(shè)計(jì)方法[14]，通過(guò)對(duì)比及迭代計(jì)算得到滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求的最優(yōu)彎扭效果的葉型，并且利用寬弦、大折轉(zhuǎn)角、大稠度的葉片造型設(shè)計(jì)方法，構(gòu)建葉片的三維幾何模型，使氣流在風(fēng)扇流道內(nèi)以較大的逆壓梯度流過(guò)風(fēng)扇，避免葉片表面附面層分離，增強(qiáng)發(fā)電機(jī)的冷卻效果。

在軸流葉輪機(jī)械中，葉片數(shù)一般通過(guò)擴(kuò)散因子D估算，其表達(dá)式為

D=1-w2/w1+Δwu/(2t)

(2)

式中，w2為出口相對(duì)速度；w1為入口相對(duì)速度；Δwu為扭速；t為稠度。

式(2)可知，確定擴(kuò)散因子就可以確定稠度，根據(jù)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，葉尖處D≤0.4，其他部位D≤0.6，本文選取擴(kuò)散因子為0.3，根據(jù)稠度考并慮加工工藝的限制，選取葉片數(shù)為8。根據(jù)文獻(xiàn)[15]的結(jié)論，小展弦比(小于2.0)葉片具有葉片少、質(zhì)量小、強(qiáng)度高和高氣動(dòng)彈性穩(wěn)定性等優(yōu)勢(shì)，因此本文選取展弦比為0.58。表3所示為葉輪設(shè)計(jì)參數(shù)。

表3 葉輪設(shè)計(jì)參數(shù)

本文軸流風(fēng)扇葉輪的總體設(shè)計(jì)流程如圖6所示。采用基于三元流動(dòng)理論的流線(xiàn)曲率法設(shè)計(jì)葉輪，即將葉輪機(jī)械內(nèi)部流場(chǎng)的三維問(wèn)題轉(zhuǎn)化為二維問(wèn)題后，只在中心S2流面和若干S1流面間進(jìn)行迭代計(jì)算。流線(xiàn)曲率法通過(guò)求解完全徑向平衡方程

(3)

式中，vm為子午方向速度；vθ為切向速度；I為轉(zhuǎn)子焓；S為熵；l為曲線(xiàn)計(jì)算站弧長(zhǎng)；rm為曲線(xiàn)計(jì)算站曲率；φ為流線(xiàn)傾角；λ為流線(xiàn)與計(jì)算站徑向夾角；qm為質(zhì)量流量。

來(lái)進(jìn)行葉片參數(shù)計(jì)算。根據(jù)此方程可進(jìn)一步求得葉型進(jìn)出口氣流角。

圖6 發(fā)電機(jī)匹配冷卻風(fēng)扇葉片設(shè)計(jì)流程圖Fig.6 Flow chart of blade design of generator cooling fan

落后角(脫落角)為流出氣流角與幾何出口角之間的夾角，本文選取Carter落后角計(jì)算公式進(jìn)行計(jì)算：

(4)

式中，M為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)；θ為葉型彎角；b為柵距。

中弧線(xiàn)采用雙曲線(xiàn)型設(shè)計(jì)方法，依據(jù)落后角等幾何參數(shù)的徑向分布規(guī)律，得出不同徑向高度的中弧線(xiàn)線(xiàn)型，再將厚度分布在中弧線(xiàn)上進(jìn)行排布，由光滑曲線(xiàn)進(jìn)行連接，得到不同徑向高度所設(shè)計(jì)的二維基元葉型。

本文采用中心積疊生成三維葉型，可以有效提高葉根及葉尖的氣動(dòng)效率，從而達(dá)到改善葉片整體氣動(dòng)性能的目的。中心積疊方式及最終生成的葉片如圖7所示。

圖7 葉型積疊Fig.7 Stack of blade profiles

2.2 匹配發(fā)電機(jī)收縮型輪轂設(shè)計(jì)

常規(guī)發(fā)電機(jī)的冷卻軸流風(fēng)扇均采用等外徑和等內(nèi)徑設(shè)計(jì)。本文的發(fā)電機(jī)冷卻風(fēng)扇類(lèi)似于小尺寸壓氣機(jī)，單級(jí)負(fù)荷較高，子午流面在軸向方向變化較大，同時(shí)，大流面曲率會(huì)對(duì)氣流的子午方向速度造成較大影響，因此圓柱形平面葉柵設(shè)計(jì)并不能滿(mǎn)足需求，為減小這一影響，需對(duì)其進(jìn)行回轉(zhuǎn)面葉型設(shè)計(jì)[16]，即圓錐型輪轂設(shè)計(jì)。由于該發(fā)電機(jī)的重要熱源——整流二極管位于小半徑處，因此本文采用內(nèi)收縮錐形輪轂型線(xiàn)設(shè)計(jì)(出口流道寬度d大于入口流道寬度c)，如圖8所示。增大進(jìn)口處的輪轂半徑，在保證軸向速度在合適范圍的同時(shí)，達(dá)到減小流量、提高做功能力的目的。通過(guò)減小出口處的輪轂半徑，引導(dǎo)部分冷卻氣流流向整流二極管，形成的擴(kuò)張型子午流道，以利于對(duì)發(fā)電機(jī)內(nèi)部整個(gè)截面部件的散熱冷卻。

圖8 收縮型輪轂圖Fig.8 Sketch of shrank hubs

2.3 CFD數(shù)值驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所設(shè)計(jì)葉輪的氣動(dòng)性能，本文將單通道葉片作為計(jì)算區(qū)域，采用軟件NUMECA的AUTOGRID5模塊進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格數(shù)約為41萬(wàn)，網(wǎng)格劃分如圖9所示，采用Fine-Turbo進(jìn)行流場(chǎng)數(shù)值求解。

圖9 風(fēng)扇結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格圖Fig.9 Structured mesh of cooling fan

圖10 風(fēng)扇性能曲線(xiàn)Fig.10 Typical performance of the fan

流道進(jìn)出口方向均為軸向，假設(shè)入口氣流均勻，且工質(zhì)為不可壓縮流體，壓力進(jìn)口邊界為大氣壓力，通過(guò)調(diào)節(jié)出口背壓來(lái)獲得不同工況點(diǎn)，從而得出風(fēng)扇性能曲線(xiàn)，如圖10所示，可以看出，特性線(xiàn)達(dá)到并略高于設(shè)計(jì)工況點(diǎn)。設(shè)計(jì)點(diǎn)下的不同葉高截面的馬赫數(shù)如圖11所示。計(jì)算結(jié)果表明所設(shè)計(jì)風(fēng)扇的設(shè)計(jì)點(diǎn)在小流量工況下，葉根處速度梯度大，出口處速度降低明顯，葉根尾緣處以及壓力面有一定程度的低速流團(tuán)出現(xiàn)，形成輕微堵塞，這是由于葉根處的葉片有較大程度的彎扭。沿葉高方向，低速團(tuán)逐漸消失，流動(dòng)更為順暢，速度沿葉高方向的提高意味著氣流有足夠的動(dòng)能抵御逆壓梯度流出流道，由此可見(jiàn)，所設(shè)計(jì)風(fēng)扇在小流量工況下，由葉中到葉尖的做功能力較強(qiáng)，足以為發(fā)電機(jī)冷卻提供足夠的流量，為冷卻氣流提供足夠的壓升來(lái)克服阻力。

圖11 不同葉高處馬赫數(shù)云圖Fig.11 Mach number contour of different blade heights

3 葉輪冷卻效果實(shí)驗(yàn)

本文在原發(fā)電機(jī)綜合測(cè)試平臺(tái)上，對(duì)安裝了本文所設(shè)計(jì)的軸流冷卻葉輪的發(fā)電機(jī)進(jìn)行測(cè)試實(shí)驗(yàn)。除熱電偶外，增加紅外熱成像儀進(jìn)行測(cè)量，輔助監(jiān)控發(fā)電機(jī)整體溫升，驗(yàn)證風(fēng)扇在與發(fā)電機(jī)配合后帶來(lái)的實(shí)際冷卻能力，風(fēng)扇安裝及紅外熱成像儀布置如圖12所示。實(shí)驗(yàn)環(huán)境溫度291 K，當(dāng)?shù)卮髿鈮毫?7 440 Pa。

圖12 實(shí)驗(yàn)設(shè)備圖Fig.12 Diagram of experimental equipment

發(fā)電機(jī)加載后，通過(guò)熱電偶測(cè)得不同轉(zhuǎn)速下的定子繞組溫度，通過(guò)紅外熱成像儀測(cè)得發(fā)電機(jī)殼體溫度，從而得到發(fā)電機(jī)的溫升-轉(zhuǎn)速特性曲線(xiàn)，如圖13所示。由圖13可知，由于機(jī)殼存在熱容，發(fā)電機(jī)內(nèi)部主要發(fā)熱源——定子繞組處的熱電偶實(shí)測(cè)溫度較紅外熱像儀測(cè)量的機(jī)殼表面溫度高5 K。發(fā)電機(jī)加載狀態(tài)下，紅外熱成像儀測(cè)得的發(fā)電機(jī)殼體溫度場(chǎng)如圖14所示，可以看出，加載后的發(fā)電機(jī)殼體整體呈現(xiàn)高亮的狀態(tài)，溫度明顯升高且分布較為均勻。

圖13 匹配風(fēng)扇之后發(fā)電機(jī)的溫升-轉(zhuǎn)速特性線(xiàn)Fig.13 Temperature-rotation speed curves of generator with cooling fan

圖14 熱像儀溫度場(chǎng)Fig.14 Temperature field from infrared thermal camera

圖15 溫度-流量曲線(xiàn)Fig.15 Curves of temperature-mass flow rate

自通風(fēng)實(shí)驗(yàn)與強(qiáng)迫通風(fēng)實(shí)驗(yàn)時(shí)，相同轉(zhuǎn)速下的定子繞組測(cè)點(diǎn)的溫度-流量曲線(xiàn)如圖15所示，可知實(shí)際運(yùn)行工況下，本文所設(shè)計(jì)的葉輪可以將發(fā)電機(jī)關(guān)鍵部位的相對(duì)環(huán)境溫度溫升減少至39.5 K，比自通風(fēng)的溫升減少23.5 K。該轉(zhuǎn)速流量下的相對(duì)環(huán)境溫度溫升小于設(shè)計(jì)的62 K，達(dá)到冷卻葉輪設(shè)計(jì)要求，提高了發(fā)電機(jī)安全穩(wěn)定運(yùn)行的工作裕度。風(fēng)扇與發(fā)電機(jī)耦合工作時(shí)，通過(guò)發(fā)電機(jī)的流量小于設(shè)計(jì)流量，這是由于風(fēng)扇下游的發(fā)電機(jī)距出口過(guò)近，造成堵塞干涉，發(fā)電機(jī)使風(fēng)扇出口產(chǎn)生較大風(fēng)阻，使得質(zhì)量流量減小。發(fā)電機(jī)冷卻效果的改善，一方面由于風(fēng)扇出口的旋流造成氣流不均勻而使湍流度增大，增大了對(duì)流傳熱系數(shù)；另一方面，流量減小，流體軸向速度減小，對(duì)于軸向均勻來(lái)流意味著流體和速度的減小，但風(fēng)扇對(duì)氣流做的功使流體的周向以及徑向分速度有大幅度提高，流體的合速度不降反升，對(duì)流換熱系數(shù)也隨之增大，所以與均勻來(lái)流的強(qiáng)迫通風(fēng)冷卻相比，風(fēng)扇冷卻在小流量工況下反而可以達(dá)到高效冷卻的目的。

4 結(jié)論

本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)手段對(duì)某航空發(fā)電機(jī)靜態(tài)、空載和加載狀態(tài)下的風(fēng)阻特性進(jìn)行了測(cè)量，根據(jù)發(fā)電機(jī)實(shí)際工況，定量分析了風(fēng)扇工作環(huán)境及氣動(dòng)需求，并以此需求為基礎(chǔ)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)得到的發(fā)電機(jī)流路的風(fēng)阻特性及發(fā)電機(jī)溫升限制，確定了風(fēng)扇的設(shè)計(jì)點(diǎn)。設(shè)計(jì)了適合航空發(fā)電機(jī)的高壓差、小流量風(fēng)冷系統(tǒng)使用的寬弦、大折轉(zhuǎn)角、大稠度軸流冷卻風(fēng)扇，同時(shí)匹配發(fā)電機(jī)冷卻系統(tǒng)的內(nèi)收縮輪轂來(lái)提高發(fā)電機(jī)冷卻系統(tǒng)性能。最后進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了所設(shè)計(jì)的軸流冷卻風(fēng)扇在發(fā)電機(jī)實(shí)際工作中可以達(dá)到較高的冷卻性能，滿(mǎn)足發(fā)電機(jī)的工作指標(biāo)。以實(shí)驗(yàn)為基礎(chǔ)的冷卻風(fēng)扇設(shè)計(jì)在實(shí)際工程應(yīng)用中具有較高的設(shè)計(jì)效率。