核心提示：　　冷卻電機溫升的影響。：風力發(fā)電機風摩耗表面冷卻風礞溫升1前畝的方式，試制時采用鋼板滾圃焊接結構，機座外圓焊有由鋼板彎成的內部有通風道的冷卻筋。內風路冷卻風流經線圈端部、氣隙及轉子通風孔、冷卻筋內部

　　冷卻電機溫升的影響。：風力發(fā)電機風摩耗表面冷卻風礞溫升1前畝的方式，試制時采用鋼板滾圃焊接結構，機座外圓焊有由鋼板彎成的內部有通風道的冷卻筋。內風路冷卻風流經線圈端部、氣隙及轉子通風孔、冷卻筋內部風孔形成回路，外風路冷卻風流經冷卻筋外表面。

　　發(fā)電機試制完成后，經試驗各項性能指標達到用戶要求。但與進口電機相比，效率略低。為達到完全取代進口電機的目的，開始了對發(fā)電機的優(yōu)化設計。

　　2優(yōu)化過程分析發(fā)電機的各項損耗試驗值可看出，發(fā)電機風摩耗為7.4kW，比進口電機的3.9kW增加了3.5kW.這是導致發(fā)電機效率偏低的一個重要因素。發(fā)電機的散熱要依靠其內、外風扇產生的冷卻風。風量大、風速高對進一步降低發(fā)電機溫升有好處，但這導致冷卻風扇尺寸過大，進而增大了發(fā)電機的風摩耗，使發(fā)電機效率降低。如何恰當地確定風扇尺寸，使發(fā)電機的風摩耗能控制在較低水平而又能保證其溫升符合要求，這需要經過詳細的發(fā)熱計算才能做到。為此采用表面冷卻電機的發(fā)熱計算程序對發(fā)電機的風扇尺寸、風扇損耗、風量數據、定子線圈溫升、轉子銅排溫升的數據進行了分析計算。

　　首先，分析內、外風扇尺寸變化時上述幾項數據的相應變化，此時外風扇固定在某一尺寸不變。在內風扇寬度不變時，改變其直徑，經發(fā)熱程序計算得到以下一組數據：內風直徑（）內風損耗（w）內風路風量（mVB）定子線H溫升（K）轉子銅排溫升（K）從以上計算數據可看出，內風路的風量變化對發(fā)電機的溫升影響是極小的。內風路的風摩耗從4810W減小到2096W，使得內風路風量從1.52m3/S降到l.OmVs，而定子溫升僅上升1K.這看似難以理解，仔細分析就可發(fā)現這完全是由發(fā)電機的冷卻方式決定冷卻筋中風速（m/s）發(fā)電機定子線圈溫升（K）風扇I1197風扇n299的。對帶集中冷卻器的電機，電機的全部熱量幾乎全由內風扇產生的冷卻風量帶至冷卻器的冷卻管，在這種情況下內風路的冷卻風量是至關重要的，而對表面冷卻的電機而言，大部分熱量通過定子鐵心外圓與機座內圓的配合面直接傳遞到機座表面的冷卻筋上，一部分熱量通過電機內部的熱空氣傳遞到機座或端蓋外面的冷卻筋上，內風路空氣的流動更大的作用是使內部各點的空氣溫度趨于接近，以避免局部過熱的情況。

　　為了驗證內風路風量時對發(fā)電機溫升的影響，做對比試驗如下：保持外風扇不變，調換不同尺寸的內風扇分別測量此時內風路風量及定子線圈溫升。測內風路風量的方法是這樣的：在內部有風道的冷卻筋上鉆*6的孔，用測量探頭伸進孔內測量風速，則風速的對比值即為風量的對比值。實測結果如下：由此可看出，在內風量增加5倍的情況下，發(fā)電機溫升僅增加2K，這與計算情況是基本吻合的。

　　接下來分析外風扇尺寸及外風量變化時外風扇損耗、定子線圈溫升、轉子導條溫升的變化。此時內風扇尺寸保持不變，在外風扇寬度不變的情況下改變其外徑，經發(fā)熱計算程序算得到以下數據：外風扇直徑（mm）外風扇損耗（W）外風路風量（mVs）定子線圈溫升（K）轉子銅排溫升（K）從這組數據可以看出，外風扇的風量變化對發(fā)電機的溫升影響是比較明顯的。當外風扇直徑從640mm變到610mm時，風摩耗降低850W，風量減小0.14m3/s，定子溫升增加1.3K；而外風扇直徑從550mm變到520mm時，風摩耗降低545W，風量減小0.13m3/s，此時定子線圈溫升增加了2.1K，由此可看出，隨外風扇風量的逐步減小，定子線圈的溫升上升速度加快，而且降低外風扇風摩耗的效果也逐步變小。

　　由上述分析計算可得出以下結論：優(yōu)化發(fā)電機效率，減小風摩耗的正確方法應當盡量縮小內風扇尺寸，而外風扇尺寸則必須控制在恰數值，這樣才不至于在減小風摩耗的同時發(fā)電機溫升上升過多。

　　經反復計算后，最終確定了發(fā)電機內、外風扇的優(yōu)化尺寸，風扇采取低損耗的后傾葉片式設計。經試驗驗證，優(yōu)化后的發(fā)電機風摩耗由原來的7.4kW降至3.85kW，達到進口電機的水平，而且發(fā)電機溫升遠低于進口電機，取得了讓用戶滿意的效果。