航空發(fā)電機風阻實驗及匹配冷卻風扇設計

趙彥辰 王掩剛 劉漢儒 秦江平 張榮榮

1.西北工業(yè)大學動力與能源學院，西安，7101292.中航工業(yè)陜西航空電氣有限責任公司，西安，710077

0 引言

隨著傳感器及高耗能系統(tǒng)的大量應用，飛機對電能的需求呈幾何級數(shù)增長，對發(fā)電機的功率要求大幅提高。航空飛行器發(fā)電機的質量及尺寸受到嚴格限制，高功率密度(至少是1.5 kW/kg)是未來先進航空發(fā)電機發(fā)展的必然趨勢[1]。研究發(fā)現(xiàn)，發(fā)電機的發(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]，不良的散熱嚴重影響發(fā)電機的安全穩(wěn)定運行，所以如何對發(fā)電機進行高效的冷卻尤為關鍵。航空專用發(fā)電機工作條件的要求，與風冷系統(tǒng)結構簡單、可靠性高、維護方便及低成本的優(yōu)點極為匹配。航空起/發(fā)電機結構復雜、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，對冷卻系統(tǒng)的設計造成一定難度。因此如何針對發(fā)電機內部冷卻系統(tǒng)特性設計高效的冷卻風扇是關鍵。

開式發(fā)電機冷卻風扇內部氣體的流動十分復雜，包括邊界層分離、葉尖泄露等二次流，因此風扇的設計一直是研究的重點，不同形式的發(fā)電機流道結構有不同的設計特點。魏書慈[3]對中小型發(fā)電機所使用的軸流和離心風扇的設計方法和選型要點進行了較為全面的介紹，詳述了根據(jù)發(fā)電機對風扇進行選型及設計的方法。由此可見，風扇需要根據(jù)所配合的發(fā)電機特性的不同來進行設計。目前，發(fā)電機風扇的設計方法主要有3種：第一種是通過發(fā)電機損耗經(jīng)驗公式直接估算出發(fā)電機冷卻所需風量及風壓等參數(shù)[4]，再根據(jù)此參數(shù)設計風扇。由于真實流動極為復雜，所以盡管該方法簡便，但不夠準確。第二種是采用有限體積法對風扇進行CFD計算[5]，再根據(jù)模擬流動情況來設計。李光宇等[6]、周建輝等[7]、劉夫乾等[8]和劉立峰[9]采用CFD在計算得到風扇的風壓、風量、流場和外特性線的基礎上，對不同發(fā)電機的風扇進行結構優(yōu)化。但這些研究只針對風扇個體進行模擬，其結果與風扇在實際工程中的應用情況有一定差距。開放式發(fā)電機的冷卻風扇與發(fā)電機冷卻系統(tǒng)的流路有著緊密耦合關系，風扇設計指標及進出口氣流的實際情況不易得出，這為發(fā)電機匹配風扇設計過程增加了困難。所以對于實際應用，該方法只適合優(yōu)化，直接用來設計效率較低。第三種是對風扇及發(fā)電機整體進行數(shù)值模擬，根據(jù)整體流動情況對風扇進行設計。江熒[10]運用CFD商業(yè)軟件針對自扇式發(fā)電機冷卻系統(tǒng)內的氣體流動進行了研究，并對冷卻風扇進行了優(yōu)化設計，但并未考慮發(fā)電機熱態(tài)工作時帶來的阻力變化問題。發(fā)電機內部流道結構復雜，經(jīng)過模型簡化的數(shù)值模擬結果不能真實反映發(fā)電機內部流動阻力特性。航空發(fā)電機與以上研究中的發(fā)電機相比，結構更為緊湊，冷卻氣流的流動空間更為狹小，所以將數(shù)值模擬結果作為匹配風扇設計指標得出的設計結果，在實際運行中會造成航空發(fā)電機風扇設計達不到理想工作狀態(tài)。

冷卻風扇設計的最終目的是提供發(fā)電機需要的冷卻能力。本文采用實驗的方法，對某型7.5 kW航空直流發(fā)電機實際工況下的風阻及溫升進行了測量，并以此為根據(jù)選取設計點來對高壓差、小流量軸流風扇進行設計。之后將風扇安裝在發(fā)電機系統(tǒng)上，在發(fā)電機綜合實驗平臺上測試風扇實際工作中的運行性能及發(fā)電機冷卻系統(tǒng)性能，驗證基于實驗設計的航空發(fā)電機匹配冷卻風扇的工作性能及可靠性。

1 風阻特性

1.1 風阻測試系統(tǒng)

為了準確評估某航空直流起/發(fā)電機的風阻特性，對該發(fā)電機進行了風阻實驗。實驗在陜西航空電氣有限責任公司航空發(fā)電機綜合實驗平臺上進行，圖1為發(fā)電機冷卻系統(tǒng)內流道示意圖，圖2為實驗平臺圖，發(fā)電機參數(shù)如表1所示。

1.軸 2.主勵磁電機定子 3.主勵磁電機轉子4.主發(fā)電機定子 5.主發(fā)電機轉子 6.永磁副勵磁電機定子7.永磁副勵磁電機轉子 8.風扇圖1 發(fā)電機冷卻系統(tǒng)內流道示意圖Fig.1 Sketch of inner flow passage in generator cooling system

圖2 實驗裝置圖Fig.2 Experimental equipment

長度(mm)直徑(mm)轉速(r/min)額定功率(kW)總損耗占比(%)23214010 8007.525

實驗以鼓風機為系統(tǒng)風源，分別在發(fā)電機靜態(tài)、空載和加載三種狀態(tài)下進行發(fā)電機通流流量、總壓損失、發(fā)電機監(jiān)測點溫度的測量，通過改變鼓風機頻率來實現(xiàn)風量的變化，從而得到發(fā)電機系統(tǒng)的壓差-流量和溫度-流量的特性曲線。流速通過進口截面的總壓靜壓由伯努利方程計算得到

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。

溫度測量采用Pt100熱電偶，測點布置在發(fā)電機主要發(fā)熱部位定子繞組處。

1.2 實驗結果分析

實驗時，環(huán)境壓力為97 620 Pa，環(huán)境溫度T0=294 K。測試得到了發(fā)電機靜態(tài)、空載和加載狀態(tài)的壓差-流量特性關系和發(fā)電機定子繞組溫度監(jiān)測點的溫度。

圖3所示為轉速10 800 r/min條件下，發(fā)電機強迫通風冷卻時，不同流量下的溫度-流量關系，溫度基本維持在環(huán)境溫度水平，空載狀態(tài)溫度相對于靜態(tài)上升2 K，說明轉子與定子的周向相對運動使氣流摩擦產熱,產生微小溫升。加載之后，銅損、鐵損以及電磁熱效應產生大量的熱，發(fā)電機溫度監(jiān)測點溫升達到60～70 K。發(fā)電機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，導致對流換熱系數(shù)增大，冷卻效果更顯著。該發(fā)電機設計的相對于環(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為設計溫度點，由圖3可知，風扇轉速在10 800 r/min時空氣的質量流量為0.1 kg/s。

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

圖4所示為發(fā)電機內部流動的壓差-流量曲線，將出口及入口的壓差作為氣流通過發(fā)電機內部的壓力損失。不同工況下壓力損失的產生原因如下：①發(fā)電機內流道極不規(guī)則，氣流通過定子及轉子前后流道截面突變導致的局部損失[11]，這在加載、空載和靜態(tài)三種工況中均存在。②轉子旋轉增加了氣流速度，強化了氣流周向的相對運動，同時使氣流流路增長，綜合效果是增加了氣流的沿程損失[11]，這主要存在于轉子轉動的空載和加載工況。③熱阻力[12]，發(fā)電機發(fā)熱使流體受熱膨脹而加速，在流動方向上形成壓降，導致?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，較小；靜態(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)電機冷卻溫度要求，氣體的質量流量選定為滿足溫升要求的最小流量0.1 kg/s，以保證損失最小，風扇工作效率更高。同時選取損失最大工況，即加載工況作為參考設計工況，以確保設計滿足全工況工作條件，由圖4可知，軸流風扇設計點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Fig.4 Curves of pressure difference-mass flow rate

根據(jù)實驗結果及發(fā)電機溫度設計要求，可以確定風扇的設計點流量為0.1 kg/s，壓升最小為2 700 Pa，根據(jù)壓差-流量匹配特性，設計后的風扇特性曲線與實驗得到的發(fā)電機流道阻力特性曲線相交于或略高于此設計點，如圖5所示。理論上，流動阻力造成的壓差隨流量減小而減小，風扇工作提供的壓升隨流量減小而增大，二者交點便是設計點。

圖5 設計點確定示意圖Fig.5 Determination of design point

2 軸流冷卻葉輪設計

2.1 葉輪設計方法

設計發(fā)電機冷卻系統(tǒng)的風扇，除了要確定風扇氣動設計點外，還要考慮幾何參數(shù)和工作參數(shù)的約束，一些關鍵約束如表2所示。

表2 約束條件

對該型發(fā)電機冷卻軸流葉輪進行設計時，以提高設計流量、降低設計壓升為基礎，選取葉片負攻角來保證風扇出口總壓隨流量的減小而升高。航空發(fā)電機的風冷流道狹小、阻力損失極大，對風扇負荷水平要求極高，尤其在葉根區(qū)域。較低的葉根線速度易使葉根處做功能力減弱，較難提供足夠高的風壓，容易造成風壓過小，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。葉片彎扭設計可以較好地抑制上述二次流動，因此本文對葉片的彎和扭采用正交設計方法[14]，通過對比及迭代計算得到滿足設計要求的最優(yōu)彎扭效果的葉型，并且利用寬弦、大折轉角、大稠度的葉片造型設計方法，構建葉片的三維幾何模型，使氣流在風扇流道內以較大的逆壓梯度流過風扇，避免葉片表面附面層分離，增強發(fā)電機的冷卻效果。

在軸流葉輪機械中，葉片數(shù)一般通過擴散因子D估算，其表達式為

D=1-w2/w1+Δwu/(2t)

(2)

式中，w2為出口相對速度；w1為入口相對速度；Δwu為扭速；t為稠度。

式(2)可知，確定擴散因子就可以確定稠度，根據(jù)設計經(jīng)驗，葉尖處D≤0.4，其他部位D≤0.6，本文選取擴散因子為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[15]的結論，小展弦比(小于2.0)葉片具有葉片少、質量小、強度高和高氣動彈性穩(wěn)定性等優(yōu)勢，因此本文選取展弦比為0.58。表3所示為葉輪設計參數(shù)。

表3 葉輪設計參數(shù)

本文軸流風扇葉輪的總體設計流程如圖6所示。采用基于三元流動理論的流線曲率法設計葉輪，即將葉輪機械內部流場的三維問題轉化為二維問題后，只在中心S2流面和若干S1流面間進行迭代計算。流線曲率法通過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為轉子焓；S為熵；l為曲線計算站弧長；rm為曲線計算站曲率；φ為流線傾角；λ為流線與計算站徑向夾角；qm為質量流量。

來進行葉片參數(shù)計算。根據(jù)此方程可進一步求得葉型進出口氣流角。

圖6 發(fā)電機匹配冷卻風扇葉片設計流程圖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落后角計算公式進行計算：

(4)

式中，M為經(jīng)驗系數(shù)；θ為葉型彎角；b為柵距。

中弧線采用雙曲線型設計方法，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線型，再將厚度分布在中弧線上進行排布，由光滑曲線進行連接，得到不同徑向高度所設計的二維基元葉型。

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效率，從而達到改善葉片整體氣動性能的目的。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)電機收縮型輪轂設計

常規(guī)發(fā)電機的冷卻軸流風扇均采用等外徑和等內徑設計。本文的發(fā)電機冷卻風扇類似于小尺寸壓氣機，單級負荷較高，子午流面在軸向方向變化較大，同時，大流面曲率會對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計并不能滿足需求，為減小這一影響，需對其進行回轉面葉型設計[16]，即圓錐型輪轂設計。由于該發(fā)電機的重要熱源——整流二極管位于小半徑處，因此本文采用內收縮錐形輪轂型線設計(出口流道寬度d大于入口流道寬度c)，如圖8所示。增大進口處的輪轂半徑，在保證軸向速度在合適范圍的同時，達到減小流量、提高做功能力的目的。通過減小出口處的輪轂半徑，引導部分冷卻氣流流向整流二極管，形成的擴張型子午流道，以利于對發(fā)電機內部整個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)值驗證

為了驗證所設計葉輪的氣動性能，本文將單通道葉片作為計算區(qū)域，采用軟件NUMECA的AUTOGRID5模塊進行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格數(shù)約為41萬，網(wǎng)格劃分如圖9所示，采用Fine-Turbo進行流場數(shù)值求解。

圖9 風扇結構化網(wǎng)格圖Fig.9 Structured mesh of cooling fan

圖10 風扇性能曲線Fig.10 Typical performance of the fan

流道進出口方向均為軸向，假設入口氣流均勻，且工質為不可壓縮流體，壓力進口邊界為大氣壓力，通過調節(jié)出口背壓來獲得不同工況點，從而得出風扇性能曲線，如圖10所示，可以看出，特性線達到并略高于設計工況點。設計點下的不同葉高截面的馬赫數(shù)如圖11所示。計算結果表明所設計風扇的設計點在小流量工況下，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，低速團逐漸消失，流動更為順暢，速度沿葉高方向的提高意味著氣流有足夠的動能抵御逆壓梯度流出流道，由此可見，所設計風扇在小流量工況下，由葉中到葉尖的做功能力較強，足以為發(fā)電機冷卻提供足夠的流量，為冷卻氣流提供足夠的壓升來克服阻力。

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

3 葉輪冷卻效果實驗

本文在原發(fā)電機綜合測試平臺上，對安裝了本文所設計的軸流冷卻葉輪的發(fā)電機進行測試實驗。除熱電偶外，增加紅外熱成像儀進行測量，輔助監(jiān)控發(fā)電機整體溫升，驗證風扇在與發(fā)電機配合后帶來的實際冷卻能力，風扇安裝及紅外熱成像儀布置如圖12所示。實驗環(huán)境溫度291 K，當?shù)卮髿鈮毫?7 440 Pa。

圖12 實驗設備圖Fig.12 Diagram of experimental equipment

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

圖13 匹配風扇之后發(fā)電機的溫升-轉速特性線Fig.13 Temperature-rotation speed curves of generator with cooling fan

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

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

自通風實驗與強迫通風實驗時，相同轉速下的定子繞組測點的溫度-流量曲線如圖15所示，可知實際運行工況下，本文所設計的葉輪可以將發(fā)電機關鍵部位的相對環(huán)境溫度溫升減少至39.5 K，比自通風的溫升減少23.5 K。該轉速流量下的相對環(huán)境溫度溫升小于設計的62 K，達到冷卻葉輪設計要求，提高了發(fā)電機安全穩(wěn)定運行的工作裕度。風扇與發(fā)電機耦合工作時，通過發(fā)電機的流量小于設計流量，這是由于風扇下游的發(fā)電機距出口過近，造成堵塞干涉，發(fā)電機使風扇出口產生較大風阻，使得質量流量減小。發(fā)電機冷卻效果的改善，一方面由于風扇出口的旋流造成氣流不均勻而使湍流度增大，增大了對流傳熱系數(shù)；另一方面，流量減小，流體軸向速度減小，對于軸向均勻來流意味著流體和速度的減小，但風扇對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，對流換熱系數(shù)也隨之增大，所以與均勻來流的強迫通風冷卻相比，風扇冷卻在小流量工況下反而可以達到高效冷卻的目的。

4 結論

本文通過實驗手段對某航空發(fā)電機靜態(tài)、空載和加載狀態(tài)下的風阻特性進行了測量，根據(jù)發(fā)電機實際工況，定量分析了風扇工作環(huán)境及氣動需求，并以此需求為基礎，根據(jù)實驗得到的發(fā)電機流路的風阻特性及發(fā)電機溫升限制，確定了風扇的設計點。設計了適合航空發(fā)電機的高壓差、小流量風冷系統(tǒng)使用的寬弦、大折轉角、大稠度軸流冷卻風扇，同時匹配發(fā)電機冷卻系統(tǒng)的內收縮輪轂來提高發(fā)電機冷卻系統(tǒng)性能。最后進行實驗，驗證了所設計的軸流冷卻風扇在發(fā)電機實際工作中可以達到較高的冷卻性能，滿足發(fā)電機的工作指標。以實驗為基礎的冷卻風扇設計在實際工程應用中具有較高的設計效率。