基于測溫偏差機理的溫度傳感器結構優化設計

孫昊博, 李凌漢, 鄭肇默

(中國航發沈陽發動機研究所,遼寧 沈陽 110015)

在航空發動機領域,滑油系統主要用于發動機上各軸承腔和傳動部件的潤滑和冷卻,當發動機運轉時,清潔的滑油流入發動機上的各個軸承腔和傳動齒輪中,減少發動機的機械摩擦損失,提高發動機的有效功,延長發動機的工作壽命?；蛷妮S承腔和傳動齒輪中流出時,將機械摩擦產生的熱量帶走,避免軸承和齒輪溫度過熱,起到冷卻作用?；蜏囟炔杉惓?會影響對滑油系統冷卻效果的判斷,導致軸承和傳動齒輪的磨損、腐蝕,甚至引起支承座等重要零部件的損壞[1],因此,滑油系統中溫度測量的準確性至關重要。

溫度測量的準確與否,主要從穩態測量精度和動態響應特性2個方面進行評判,其中,穩態測量精度用于判斷穩態工作條件下傳感器溫度測量的準確性,主要受輻射誤差、速度誤差、導熱誤差等測溫偏差的影響[2-5],不同類型的測溫偏差的共同作用會導致傳感器的測量溫度偏離介質的實際溫度。目前,國內外有關測溫偏差校準的研究有很多,但在大部分實際使用條件下,相較于速度誤差和導熱誤差,輻射誤差對測溫偏差的影響程度更高,因此相關的研究方向多以輻射誤差為主,通常會忽略導熱誤差、速度誤差對測溫偏差的影響[6-11]。有關導熱誤差的研究不多,但也有一些成果,蔡靜等[12]設計了可同時測量氣流溫度、支座溫度的傳感器,用于導熱誤差分析,并建立了理論模型,推導了導熱誤差的計算公式。莫建偉等[13]針對某溫度傳感器導熱誤差大的問題,通過仿真手段研究了插入深度、來流馬赫數、來流總溫和基底溫度對導熱誤差的影響。綜合現有的研究成果,導熱誤差的相關研究多以仿真分析或理論模型為主,少有基于實際使用工況的驗證。另一方面,動態響應特性主要用于表征過渡態過程中,溫度傳感器測量溫度與介質溫度增量之間的差異,是影響動態溫度測量準確性的重要參數[14]。在工程應用中,通常采用時間常數和熱響應時間作為動態特性的特征參數,熱響應時間是影響測試結果的重要因素,時間常數是反映其動態響應性能最重要的指標[15]。若傳感器的時間常數和熱響應時間過大,勢必會影響傳感器的動態響應特性。

本文以某渦扇發動機上選用的滑油溫度傳感器為研究對象,針對其響應速度慢、測溫偏差大的問題,以測溫偏差的產生機理為導入,通過對測溫偏差和時間常數計算公式的推導,明確影響其動態特性和穩態精度的重要因素,并以此為依據,提出一種滑油溫度傳感器的結構改進優化措施,對改進后的滑油溫度傳感器進行溫度校準試驗和隨發動機的整機試驗驗證,證明改進措施合理可行,測量結果能夠滿足航空發動機的使用需求。

1 測溫偏差影響因素分析

1.1 傳感器結構原理

本文所研究的滑油溫度傳感器結構如圖1所示。傳感器由測溫端、安裝接口和殼體組件3個部分構成,在配裝發動機進行試驗時,測溫端浸于滑油流道內,測溫端內的PT100鉑電阻阻值隨著測量介質溫度的變化而變化,該阻值的變化傳遞給控制器,并通過控制器內的標定線轉換為溫度值,用于滑油溫度監控。鉑電阻與殼體之間填充氧化鋁粉末,提高熱量傳遞效率。對殼體組件內進行了灌膠處理,減小熱傳導對測溫偏差的影響。

圖1 改進前滑油溫度傳感器結構示意圖

以該傳感器隨某渦扇發動機的整機試車數據為例,選取兩組試驗數據,其響應速度變化趨勢如圖2所示。

圖2 整機試驗數據

兩次試驗的溫度階躍量分別為20 ℃和15 ℃,由圖2可知,在圖中所示的80 s時間域內,兩次試驗傳感器的采集溫度增量分別為18 ℃和14 ℃,無論是動態響應速度還是穩態測量精度,均不能滿足目前發動機的使用需求。下文分別從穩態側溫偏差和動態測溫偏差的產生機理出發,明確測溫偏差的影響因素。

1.2 穩態測溫偏差的產生機理

以本文所研究的滑油溫度傳感器為例,其穩態測溫偏差主要受輻射誤差、速度誤差和導熱誤差3個方面因素的影響,其中,輻射誤差主要是由傳感器測溫端與其周圍壁面之間的輻射換熱引起的,輻射換熱可寫作

(1)

式中：C0為黑體輻射系數,其值為5.67 W/(m2·K4);ε為黑度系數;F為換熱面積,單位為m2;Tj為傳感器指示溫度,單位為K;Tw為環境壁溫,單位為K。

由式(1)可知,輻射換熱主要受傳感器指示溫度與環境壁溫差值的影響,一般來說,在測量介質溫度較高時(一般指555 ℃以上),其與環境壁溫的溫差較大,需考慮輻射換熱對測溫偏差的影響[16],而本文所研究的滑油溫度傳感器的測量溫度一般不超過200 ℃,因此可忽略輻射換熱對測溫偏差的影響。

另外,由于滯止效應的作用,傳感器測溫端靠近表面的內層溫度降低,測量得到的有效溫度低于介質總溫,測量溫度與介質總溫之間的差值即為速度誤差。一般來說,只有在被測介質流速過高時,才需考慮速度誤差對測溫偏差的影響。本文所述的滑油介質流速較慢,且為液體,因此可忽略速度誤差對測溫偏差的影響[16]。

綜上所述,相較于輻射誤差和速度誤差,在測量介質溫度較低、流速較慢的情況下,導熱誤差是穩態測溫偏差的主要影響因素。由于傳感器測溫端與傳感器支座之間存在溫度差異,熱量將從溫度較高的測溫端向溫度較低的支座傳導,最終導致傳感器的測量溫度低于介質的實際溫度,兩者之間的偏差即為導熱誤差。當傳感器測溫端為圓柱體時,導熱誤差計算公式可以寫為

(2)

式中：Tg為介質有效溫度,單位為K;Td為支座溫度,單位為K;L為浸入長度,單位為m;h為表面傳熱系數,單位為W/(m2·℃);λ為導熱系數,單位為W/(m·℃);d為傳感器直徑,單位為m。

根據式(2)可知,導熱誤差會受到長徑比、導熱系數、表面傳熱系數、介質與傳感器支座溫度差的影響。在發動機工況確定時,工作環境的溫度和滑油介質的溫度都是固定的,因此溫度差無法調整。對于圓柱型測溫端,其表面傳熱系數主要受滑油介質流速、運動黏度和傳感器直徑的影響,其中,滑油介質的流速和運動黏度都是隨著發動機工況的變化而變化的,無法主動調整,因此,針對本文所述的傳感器,若想通過調整表面傳熱系數達到減小導熱誤差的目的,傳感器直徑是最重要的影響因素。綜合上文,想要減小傳感器的導熱誤差,應從增大導熱系數和傳感器測溫端長徑比2個方面考慮。

增加測溫端浸入長度,可以增加傳感器與介質間的對流換熱面積和傳感器的導熱熱阻,減小傳感器的直徑,這樣不僅可以增大表面傳熱系數,還可以增加傳感器的導熱熱阻。因此,傳感器測溫端的長徑比越大,導熱誤差越小[17]。導熱系數對導熱誤差的影響包括傳感器殼體導熱和殼體內的填充介質導熱 2 個方面,其中,傳感器殼體與待測量的滑油介質直接接觸,其導熱系數越小,導熱熱阻越大,沿測溫端殼體向支座散失的熱量越少,導熱誤差越小;而殼體內的填充介質主要用于將殼體接收到的熱量傳遞給測溫端鉑電阻,其導熱系數越大,熱量傳遞效果越好,導熱誤差越小。

1.3 動態測溫偏差的產生機理

動態溫度即在一定的時間內變化的溫度,例如氣流溫度突然升高或降低,溫度傳感器有一定的質量,導致其具有一定的熱慣性,因此溫度傳感器測量動態溫度時存在一定的滯后性,這種滯后性導致的測溫偏差稱為動態測溫偏差[18]。在實際工程應用中,通常采用時間常數和熱響應時間作為動態特性的特征參數。

在只考慮對流換熱Qτ和傳感器的儲熱率Qc時,熱平衡方程可寫為

Qτ=Qc

(3)

即

(4)

式中：m為傳感器測溫端質量,單位為kg;cp為比熱容,單位為kJ/(kg·K);t為時間,單位為s。

式(4)可以整理為

(5)

式中：τ為時間常數,單位為s。

(6)

對式(5)積分求解,并令t=0,Tj=Tj0,可得：

(7)

式(7)可以整理為

(8)

當t=τ時,式(8)可寫為

(9)

由式(9)可知,時間常數可理解為傳感器指示溫度Tj與初始溫度Tj0之差達到階躍溫度Tg-Tj0的63.2%所需的時間,可寫作T0.632。綜上所述,時間常數是一個變化量,受到比熱容、表面傳熱系數和傳感器自身結構尺寸的影響,其中,比熱容隨著介質溫度的變化而變化,而介質溫度又與發動機工作狀態強相關,除此之外,同一型號的傳感器選用的不同鉑電阻,在不同的使用時期,其時間常數也會發生改變,因此,在實際工程應用中,通過修正公式實時計算時間常數并對動態測溫偏差加以修正是難以實現的。想要減小傳感器的動態測溫偏差,應基于測溫偏差的產生機理和影響因素,對傳感器的結構尺寸進行調整。

2 傳感器結構改進優化

綜合前文的分析,穩態測溫偏差中的熱傳導和動態響應特性中的時間常數這兩項最重要的影響因素均受到表面傳熱系數的影響,而傳感器測溫端的長徑比又是表面傳熱系數最直接的影響因素,因此,本文的改進方向主要從調整傳感器測溫端的結構入手。

由圖1可知,目前的滑油溫度傳感器測溫端殼體的長徑比僅為1.45,過低的長徑比勢必會產生較大的導熱誤差,影響傳感器的測量精度。此外,雖然測溫端內填充了導熱系數較高的氧化鋁粉末,但用于隔熱的灌膠區位于上殼體內,這會導致在溫度測量時,在氧化鋁粉末的作用下,加快熱量沿測溫端殼體向安裝接口殼體傳遞的效率,最終導致導熱誤差的增大。這種結構下,灌膠區無法起到有效的隔熱作用。

針對上述 2 項問題,對傳感器的結構進行改進設計。由于傳感器測溫端位于滑油管路內,測溫端長徑比的調整范圍受滑油管路內徑的影響,發動機上該處管路排布較為密集,且需保證滑油流速、流量的技術指標要求,因此管路內徑的調整范圍有限。改進后的滑油溫度傳感器裝機情況如圖3所示。

圖3 改進后的滑油溫度傳感器裝機情況示意圖

由圖 3 可知,若繼續增大該處的管路通徑,會導致與上方發動機支架干涉,同時綜合考慮滑油流速、流量的技術指標要求,傳感器測溫端長度可由8 mm增加至18 mm,直徑由5.5 mm減小為4 mm,長徑比由1.45增加為4.5,改進前后測溫端殼體對比如圖4所示。

圖4 改進前后測溫端殼體對比

此外,為防止熱量沿傳感器殼體散失,應將隔熱膠的填充位置調整至測溫端內。改進后的滑油溫度傳感器結構如圖5所示。

圖5 改進后的滑油溫度傳感器結構示意圖

3 試驗驗證

3.1 溫度校準試驗驗證

選取1支改進前的滑油溫度傳感器和1支改進后的滑油溫度傳感器開展對比試驗驗證工作,試驗設備連接情況如圖6所示。

圖6 試驗設備連接情況

圖中操縱盒和穩壓電源用于給控制器供電,通過控制器內的處理電路和標定線,將滑油溫度傳感器內PT100鉑電阻的阻值轉換為溫度值,并在上位機內對采集溫度進行實時監控和記錄。

控制恒溫油槽內的油溫為100 ℃,待油溫穩定后,分別將2支滑油溫度傳感器伸入恒溫油槽中,傳感器僅測溫端浸入油槽,浸入深度與裝機狀態保持一致。2支滑油溫度傳感器的動態響應特性變化曲線如圖7所示,圖中橫坐標為采樣時間,縱坐標為采集溫度,標記處為采集溫度階躍至T0.95的時刻。

圖7 溫度校準試驗響應曲線

動態響應試驗中滑油溫度傳感器相關的試驗數據如表1所示。

表1 溫度校準試驗數據

由圖7和表1可知,改進前的滑油溫度傳感器溫度階躍至T0.95的響應時間為203 s,在介質溫度為100 ℃時,穩態測溫偏差為2.8 ℃,目前在發動機的使用過程中,要求穩態測量精度不超過2%,達到T0.95的響應時間不超過40 s,因此,改進前的滑油溫度傳感器無論是響應速度還是穩態精度,均難以滿足發動機的使用需求;而改進后的滑油溫度傳感器達到T0.95的響應時間僅為34 s,介質溫度為100 ℃時的穩態測溫偏差為0.8 ℃,從溫度校準試驗的結果來看,滑油溫度傳感器的結構改進優化措施可大幅提升傳感器的動態響應速度,降低穩態測量偏差。

3.2 隨發動機整機試驗驗證

滑油溫度傳感器的改進優化措施經溫度校準試驗驗證有效后,選取1支改進前和1支改進后的傳感器在發動機上開展整機試驗驗證。

發動機上的驗證結果如圖8所示。分別選取3次試車數據,試驗程序相同,第1次采用改進前的滑油溫度傳感器,第2、3次更換為改進后的滑油溫度傳感器。

圖8 整機試驗數據1

由圖8可知,改進后的滑油溫度傳感器響應速度明顯優于改進前的狀態,達到T0.95的響應時間約為22 s,且2次改進后滑油溫度傳感器的測量一致性良好,穩態采集偏差不超過1 ℃,能夠滿足目前發動機的使用需求。

為確認改進效果的一致性,選取另1支改進前和改進后的傳感器,在另一臺發動機上重復開展試驗驗證,驗證結果如圖9所示。

圖9 整機試驗數據2

由圖9可知,改進后的滑油溫度傳感器達到T0.95的響應時間同樣在20 s左右,而改進前的滑油溫度傳感器在65 s響應時間內仍無法達到滑油的實際溫度。

對比圖7～圖9中的試驗數據可知,整機試驗中滑油溫度傳感器的響應時間略優于溫度校準試驗,其主要原因為,在溫度校準試驗中,高溫油槽內的介質是不流動的,而在發動機試車過程中,測量的滑油介質始終處于流動狀態,介質流速增加,傳感器測溫端與滑油介質之間的對流換熱更好,響應速度必然更快。

4 結論

本文針對某發動機上選用的滑油溫度傳感器導熱誤差大的問題,根據導熱誤差的產生機理,對傳感器的結構進行了改進優化設計,可以得到以下結論。

① 表面傳熱系數是穩態和動態測溫偏差共同的影響因素,增加測溫端長度、減小測溫端直徑均能有效提升表面傳熱系數,減小傳感器的測溫偏差。

② 對于測量介質溫度不高(一般指低于555 ℃)的傳感器,在實際的工程應用中,調整傳感器測溫端的長徑比是減小測溫偏差最有效的途徑。

③ 本文采用的增加傳感器測溫端長徑比,調整殼體內導熱膠、隔熱膠填充位置的改進措施,可大幅提升傳感器的動態響應速度和穩態測量精度,其中動態響應速度可提升6倍,穩態測溫偏差不大于1%。

④ 改進后的滑油溫度傳感器測量一致性良好,相同溫度下傳感器的采集偏差不超過1 ℃。