航空發動機轉子試驗系統電機溫升研究

烏英嘎，陳國棟，王延君

（中國航發沈陽發動機研究所，沈陽，110015）

0 引言

目前，中國航空發動機研發飛速發展，一系列新型航空發動機項目進入關鍵攻關階段[1-4]。轉子作為航空發動機的重要部件，工作在高溫、高壓和高轉速的環境中，并且受到反復的疲勞載荷沖擊，一旦失效，會發生機毀人亡的重大事故[5-7]。航空發動機轉子強度試驗可以有效考核轉子結構完整性，通過低循環疲勞試驗可以獲得轉子的安全壽命[8-12]。因此，航空發動機轉子試驗在航空發動機研制生命周期過程中尤為重要，在美國及歐洲適航標準中均有相關要求[13-14]。根據中國軍用標準，在發動機初始飛行前，高壓渦輪、高壓壓氣機、風扇等一系列轉子均要完成超轉和破裂試驗，在發動機型號設計定型階段轉子需要完成低循環疲勞試驗[15]。航空發動機轉子試驗均在地面轉子試驗系統中進行，航空發動機轉子種類繁多，因此轉子試驗數量大、周期長，導致轉子試驗系統電機經常發生繞組過熱燒毀故障，難以保證科研生產進度。

目前，國內外還沒有關于轉子試驗系統電機溫升的相關研究報道。本文設計了1套航空發動機轉子試驗系統及其電機，建立了試驗系統電機溫升模型，并針對超轉、破裂和低循環疲勞試驗，分別分析了試驗系統電機溫升情況。

1 航空發動機轉子試驗系統及其電機設計

航空發動機轉子試驗系統驅動裝置通過機械連接帶動被試轉子組件來完成試驗，試驗系統主要包括試驗轉子組件、主軸系統、驅動裝置、齒輪箱、真空防爆艙、潤滑系統、測試系統驅動等，如圖1所示。

圖1 試驗系統結構

試驗轉子組件以垂直吊裝的形式安裝于主軸系統。驅動裝置包括電機和其變頻器。電機通過齒輪箱帶動試驗轉子旋轉；變頻器對電機進行調速，實現試驗轉子在0~25000 r/min范圍內無極調速。潤滑系統對齒輪箱和主軸系統供油，并對其進行潤滑和冷卻。測試系統實現轉速、振動、溫度等的測量。采用1/REV磁性傳感器測量轉子轉速，由非接觸式振動位移傳感器測量轉子的振動位移信號，由熱電偶測量齒輪箱和主軸系統中軸承部位的溫度。所有傳感器信號均通過采集卡傳輸到狀態監控系統中，由計算機顯示并記錄。

驅動裝置是整套試驗系統的核心部件，所以電機設計是整套試驗系統的關鍵。航空發動機轉子試驗系統主要完成強度試驗和低循環疲勞試驗。強度試驗包括超轉和破裂試驗，要求試驗系統電機能進行大轉矩的帶載；低循環疲勞試驗要求試驗系統電機在上、下限轉速之間反復升速和降速。由于感應電機具有可靠性高、控制靈活等特點，航空發動機轉子試驗系統中采用了感應電機。根據航空發動機試驗的具體要求，本系統電機需求參數見表1。

表1 航空發動機轉子試驗系統電機需求參數

感應電機的定子鐵芯內徑Di1和長度Lef是電機的主要參數，其基本關系式為[16]

根據式（1）可知，在一定電磁負荷和一定轉速情況下，電機的功率輸出能力和電機的成正比近似的表示轉子有效部分的體積，定子有效部分的體積也與其密切相關。電機常數CA大體反映了產生單位計算轉矩所耗用的硅鋼片和銅的體積，并在一定程度上反映了結構材料的耗用量。

本文根據實際的尺寸空間，設計了1臺定子鐵芯內徑為240 mm，長度為825 mm的感應電機，為1臺3相4極感應電機，其定子槽數為36，轉子槽數為44，其電機沖片如圖2所示。電機性能設計滿足設計指標要求，電機外形如圖3所示。

圖2 電機沖片

圖3 電機外形

2 航空發動機轉子試驗系統電機溫升模型

在電機使用中，通常關注電機的性能參數，即電機轉矩和功率，而對于電機溫升的重要性認識不夠。特別是在航空發動機轉子試驗系統的使用過程中，電機經常發生繞組過熱故障，表現為電機報警、停機甚至燒毀。因此，針對航空發動機轉子試驗特點，進行溫升分析尤為重要。

為了提高電機的材料利用率，其設計通常采用較高的電磁負荷，加之轉子試驗系統電機長時間工作，散熱條件差，使得其溫升問題比較突出。航空發動機轉子試驗通常是驅動電機帶動轉子在一定的轉速范圍區間工作，所以其熱分析問題為瞬態溫升計算。

熱網絡法是根據傅里葉熱傳導定律所描述的熱流、溫升及熱阻之間關系，計算電機各部分的平均溫升。根據傳熱學和電路理論來形成等效熱路，熱路中的熱源為電機的損耗，損耗熱量通過相應的熱阻由熱源向冷卻介質傳遞，形成1個復雜的熱網路。熱網絡法能達到一定的計算精度并且能實現變載荷加載。本文試驗系統電機溫升計算通過基于熱網絡法的Motor-CAD軟件進行，電機剖面和熱網絡模型分別如圖4、5所示。

針對航空發動機轉子試驗特點，分別在超轉、破裂、低循環疲勞試驗狀態下，對轉子試驗系統電機進行詳細的溫升分析。

圖4 電機剖面

3 航空發動機轉子試驗電機溫升分析

3.1 超轉試驗電機溫升分析

超轉試驗要求試驗系統將試驗轉子加載到發動機最大穩態轉速的1.15倍，并恒定轉速5 min，其運行程序如圖6所示，從圖中可見，在加載過程中，需要試驗系統電機施加啟動轉矩將試驗轉子帶到一定轉速，進入保載時間，此時電機需要施加保載轉矩，保載5 min后，施加卸載轉矩，即可實現卸載并完成試驗。

試驗系統電機在超轉試驗狀態下的溫升計算結果如圖7所示。通過計算分析可知，在超轉試驗時，在20 s加載時間內，電機溫升急劇增大，進入保載時間，隨著電機轉矩的下降，電機溫升增加變緩，進入卸載時間后，電機溫升隨之減小。

圖5 電機熱網絡

圖6 超轉試驗運行程序

圖7 超轉試驗電機溫升計算結果（加載20 s）

圖8 超轉試驗電機溫升計算結果（加載10 s）

為了進一步研究超轉試驗中加載時間對電機溫升的影響，對于同一航空發動機轉子，當超轉試驗加載時間縮短一半時，驅動電機的啟動轉矩增大為原來的2倍，電機的銅耗也相應增加為原來的2倍，加載時間為10 s時，超轉試驗的電機溫升計算結果如圖8所示。

通過對比超轉試驗狀態下不同加載時間的計算結果可知，雖然加載時間縮短一半，啟動轉矩增大為原來的2倍，其單位時間內的損耗（即熱量）基本不變。所以其電機定子銅的最高溫升幾乎沒有變化。同理，如果加載時間延長，啟動轉矩也相應減小，此時對電機的溫升也幾乎沒有影響。由此得出結論，單純改變超轉試驗的加載時間對于電機溫升的考核情況近似一致。

由于轉子試驗系統需要對多種航空發動機轉子進行試驗，因此研究不同試驗負載對電機的溫升影響十分必要。由于航空發動機轉子不同，其轉動慣量不同，所需求的啟動轉矩和保載轉矩也不同。為此，增加試驗負載的轉動慣量為上述試驗的1.5倍來考核電機運行情況，具體分析結果如圖9所示。由于試驗負載轉動慣量的增大，在加載時間和保載時間內的損耗均增加至上述試驗的1.5倍，在保載5 min后，其電機定子銅的最高溫度達到201℃，很容易發生繞組燒毀事故。

基于上述分析可知，針對不同的航空發動機轉子進行超轉試驗，電機的溫升結果也不同。電機的過載倍數為額定轉矩的3倍，不同轉動慣量下試驗系統電機的溫升情況如圖10所示。對于超轉試驗，試驗系統電機的溫升考核點的溫度隨著試驗負載轉動慣量的增大線性升高。因此，為完成大轉動慣量負載的超轉試驗，需在試驗前進行電機溫升計算與分析，從而保證轉子試驗安全可靠運行。

圖9 超轉試驗電機溫升計算結果（1.5倍轉動慣量）

圖10 超轉試驗電機溫升計算結果（不同轉動慣量）

3.2 破裂試驗電機溫升分析

破裂試驗要求試驗系統將試驗轉子加載到發動機最大穩態轉速的1.22倍，并恒定轉速30 s，其運行程序如圖11所示。在加載過程中，需要電機施加啟動轉矩將試驗轉子帶到一定轉速，從而進入保載時間，此時電機需要施加保載轉矩，保載30 s后，施加卸載轉矩，實現卸載并完成試驗。試驗系統電機在破裂試驗狀態下的溫升計算結果如圖12所示。通過計算分析可知，在破裂試驗中，在20 s加載時間內，電機溫升急劇增大，進入保載時間，隨著電機轉矩的減小，電機溫升變緩，但仍保持持續增大，進入卸載時間后，電機溫升隨之減小。

圖11 破裂試驗運行程序

圖12 破裂試驗電機溫升計算結果

通過對超轉試驗的分析可知，單純改變加載時間，對于電機的溫升幾乎沒有影響，破裂試驗和超轉試驗類似。不同負載下的破裂試驗溫升計算結果表明，對于不同的航空發動機轉子，其轉動慣量不同，電機溫升隨試驗負載轉動慣量的增大而增大，計算結果如圖13所示。

圖13 破裂試驗電機溫升計算結果（不同轉動慣量）

對比破裂試驗和超轉試驗的結果可見，雖然破裂轉速高于超轉轉速，但是其保載時間30 s遠遠小于超轉試驗的保載時間5 min，所以如果電機的溫升可以滿足超轉試驗的要求，基本可以斷定其也能滿足破裂試驗的要求。

3.3 低循環疲勞試驗電機溫升分析

低循環疲勞試驗要求試驗系統將試驗轉子加載到上限轉速，保載3 s再卸載到下限轉速，再加載到上限轉速，如此循環若干次，其運行程序如圖14所示。為研究低循環疲勞試驗中加載時間對電機溫升的影響，本文計算了加載時間、卸載時間均為20 s的低循環疲勞試驗1000次循環，截取前60次循環的電機溫升計算結果如圖15所示。

圖14 低循環疲勞試驗運行程序

圖15 低循環疲勞試驗電機溫升計算結果（20 s加載）

從圖15中可見，低循環疲勞試驗是個反復加載、卸載的迭代過程，可以等效成1個穩定溫升周期等功率加載的情況，所以其溫升曲線一直呈上升狀態。在迭代60個周期后，電機溫升變化不明顯，基本可以認定電機溫升進入平衡狀態。另外，需要注意的是在1000 s后，電機轉子銅的溫升高于電機定子銅的溫升。但是轉子采用銅條結構，沒有絕緣系統，所以電機的溫升限制仍按照電機定子銅的最高溫升進行考核。

為研究不同的加載時間對低循環疲勞試驗的影響，計算了加載時間為30 s、卸載時間為20 s的低循環疲勞試驗1000次循環，截取前60次循環的計算結果如圖16所示，從圖中可見，低循環疲勞試驗中加載時間為30 s時，電機溫升明顯小于加載時間為20 s時的。

基于上面的分析可知，對于同一發動機轉子的低循環疲勞試驗，不同的加載時間對于電機溫升的結果也不同，本文針對同一發動機轉子，分析了不同加載時間對電機溫升考核點溫升的影響，如圖17所示。隨著加載時間的增加，以及加載轉矩的減小，電機的溫升基本上隨之線性減小。

圖16 低循環疲勞試驗電機溫升計算結果（30 s加載）

圖17 低循環疲勞試驗電機溫升計算結果（不同加載時間）

為研究不同試驗負載對試驗系統電機溫升的影響，計算了不同轉動慣量下完成低循環疲勞試驗時電機溫度考核點的溫升，如圖18所示。

圖18 低循環疲勞試驗電機溫升（不同轉動慣量）

對于低循環疲勞試驗，電機的溫升隨試驗負載轉動慣量的增大呈指數增大，加大了電機運行中溫升的風險。從圖15中可見，雖然在卸載時間內溫度均有降低趨勢，但是總體溫升仍顯示持續增大趨勢，而低循環疲勞試驗通常進行成千上萬循環，這樣電機難免會發生繞組過熱問題。由此，需要增加電機的卸載時間，以保證電機的溫升在可控制范圍內。為此，在電機20 s卸載時間后，增加20 s的電機冷卻時間，以保證電機有足夠的冷卻。對20 s卸載時間＋20 s冷卻時間的低循環疲勞試驗進行電機溫升計算，其結果如圖19所示。與圖15對比可見，電機定子銅的溫升從115.3℃減小到74.6℃，電機的溫升情況得到明顯改善。

圖19 低循環疲勞試驗電機溫升計算結果（20 s卸載+20 s冷卻）

4 結論

通過對超轉、破裂和低循環疲勞試驗進行電機溫升分析，得出如下結論：

（1）對于超轉、破裂試驗，不同的加載時間對電機溫升無明顯影響，而試驗負載轉動慣量的增大會使電機溫升線性增大。因此，為完成大轉動慣量負載的超轉和破裂試驗，提出需在試驗前進行電機溫升計算與分析，從而保證試驗安全可靠運行。

（2）對于低循環疲勞試驗，延長加載時間使電機溫升減小，試驗負載轉動慣量的增大導致電機溫升指數增大。為降低低循環疲勞試驗電機溫升過大的風險，提出應在每個循環末尾增加冷卻時間，從而有效減小電機溫升，提高試驗的安全性及可靠性。