雷桂林， 鄭梅， 董威,*， 周志翔， 董奇

1.上海交通大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院， 上海 200240 2.中國(guó)航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所， 株洲 412002

航空發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣支板電熱防冰試驗(yàn)

雷桂林1， 鄭梅1， 董威1,*， 周志翔2， 董奇2

1.上海交通大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院， 上海 200240 2.中國(guó)航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所， 株洲 412002

為了研究電加熱防冰的效果，開展了小型航空發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣支板的電加熱防冰試驗(yàn)。結(jié)合該型號(hào)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣支板的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了3種電熱防冰加熱布置方式，分別在支板沿軸向的不同位置采用1～3個(gè)電加熱棒作為防冰熱源。通過模擬不同的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣結(jié)冰環(huán)境參數(shù)和電加熱功率，在冰風(fēng)洞中對(duì)3種電加熱方式進(jìn)行了防冰試驗(yàn)研究。通過布置在支板外表面的溫度測(cè)點(diǎn)記錄了防冰過程中支板表面的瞬態(tài)溫度變化，分析了支板防冰過程中表面溫度的變化特點(diǎn)。防冰試驗(yàn)研究了熱源總功率、熱源布置方式、液態(tài)水含量以及來流溫度對(duì)支板防冰性能的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明，合理的電加熱方式可以取得較好的防冰效果，同時(shí)避免支板后部的溢流水結(jié)冰。

電熱防冰； 冰風(fēng)洞試驗(yàn)； 航空發(fā)動(dòng)機(jī)支板； 瞬態(tài)溫度； 流動(dòng)傳熱

當(dāng)飛機(jī)飛行過程中穿越低溫云層時(shí)，航空發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)的一些關(guān)鍵部位會(huì)產(chǎn)生結(jié)冰的情況，這些關(guān)鍵部位一旦結(jié)冰，會(huì)使得飛行器的飛行安全裕度大幅度降低，引發(fā)一些嚴(yán)重的飛行安全事故。航空發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣支板是容易產(chǎn)生結(jié)冰的關(guān)鍵部位之一，支板結(jié)冰會(huì)導(dǎo)致以下兩種情況發(fā)生：一是支板結(jié)冰后導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)入口面積減少，進(jìn)而減少發(fā)動(dòng)機(jī)吸氣量，降低發(fā)動(dòng)機(jī)的性能；二是支板上的冰塊脫落后被吸入發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部，撞擊發(fā)動(dòng)機(jī)葉片并對(duì)葉片造成機(jī)械損傷，從而引發(fā)發(fā)動(dòng)機(jī)故障甚至停車。為了解決發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣支板的結(jié)冰問題，研究人員采用了不同的防冰方法。電加熱防冰作為防冰方法之一，具有布置位置和方式靈活、加熱功率方便可控等優(yōu)點(diǎn)，因此得到了廣泛的應(yīng)用。

國(guó)內(nèi)外在電加熱防冰的研究中，大多集中于飛機(jī)機(jī)翼的電熱防冰計(jì)算或者試驗(yàn)研究，對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣部件的電熱防冰研究較少。在電熱防冰的數(shù)值模擬研究中，Wright等[1]通過多種有限差分?jǐn)?shù)值法模擬了電加熱防冰平板的二維瞬態(tài)熱傳導(dǎo)，對(duì)比了不同計(jì)算方法的結(jié)果；Henry[2]發(fā)展了一種防冰過程中的二維熱傳導(dǎo)模型，并把此模型用于被不均勻厚度冰層覆蓋的多層平板的數(shù)值模擬計(jì)算；Yaslik等[3]開發(fā)了一套三維瞬態(tài)傳熱計(jì)算程序，并且使用此程序計(jì)算了被冰層覆蓋的多層結(jié)構(gòu)三維瞬態(tài)傳熱問題及防冰方法；Huang等[4]使用有限元方法針對(duì)機(jī)翼的一維與二維電熱防冰問題進(jìn)行了研究，此方法著重研究了曲率對(duì)融冰效果的影響；Reid等[5]使用耦合傳熱方法研究了電熱防冰的非穩(wěn)態(tài)傳熱過程，并且把耦合傳熱方法應(yīng)用到計(jì)算多塊電加熱片周期性防冰的復(fù)雜傳熱現(xiàn)象中；Pourbagian和Habashi[6]對(duì)于飛行中的電熱除冰系統(tǒng)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，從熱能及氣動(dòng)性能兩方面綜合提出了一個(gè)優(yōu)化框架，同時(shí)考慮了熱能的消耗、積冰厚度、積冰體積、冰型以及積冰位置5個(gè)因素，優(yōu)化結(jié)果顯示這種方法在保證氣動(dòng)性能的情況下能夠節(jié)省除冰能量。在電熱防冰的試驗(yàn)研究中，F(xiàn)akorede等[7]在冰風(fēng)洞中對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)葉片電加熱防冰系統(tǒng)的能量消耗進(jìn)行了試驗(yàn)研究；Buschhorn等[8]使用導(dǎo)電聚合物納米復(fù)合材料制作了一種電加熱防冰系統(tǒng)，并在冰風(fēng)洞中進(jìn)行了防冰試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明這種防冰系統(tǒng)的防冰效果良好。

近十幾年，國(guó)內(nèi)學(xué)者針對(duì)飛行結(jié)冰問題也進(jìn)行了許多相關(guān)研究。常士楠等[9]采用焓法模型研究了二維簡(jiǎn)化電加熱防冰模型在不同時(shí)刻的溫度分布以及冰的融化情況；楊詩(shī)雨等[10]開發(fā)了旋轉(zhuǎn)帽罩電加熱防冰計(jì)算程序，對(duì)旋轉(zhuǎn)帽罩瞬態(tài)防冰過程進(jìn)行了數(shù)值模擬；胡婭萍[11]針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口部件的積冰現(xiàn)象開發(fā)了一套程序，并對(duì)積冰生長(zhǎng)過程進(jìn)行了數(shù)值模擬；Bu等[12]對(duì)機(jī)翼電加熱防冰系統(tǒng)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，其數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)及文獻(xiàn)結(jié)果對(duì)比良好；鐘國(guó)[13]通過數(shù)值模擬方法對(duì)二維的翼型進(jìn)行了電加熱防冰除冰研究，并且采用Messinger模型模擬了積冰過程，在此基礎(chǔ)上通過數(shù)值方法計(jì)算得出了防冰所需的電熱功率，最后使用焓值方法模擬了積冰的融化過程；董威等[14]對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣支板防冰進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，通過商用軟件FLUENT對(duì)支板的內(nèi)外流場(chǎng)進(jìn)行求解，使用歐拉法編寫程序求解了過冷水滴的軌跡及支板表面的水收集系數(shù)，并且在能量方程中考慮了溢流水的支板溫度分布的影響，最后對(duì)支板的溫度分布進(jìn)行了求解；董威等[15]還對(duì)小型航空發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣支板進(jìn)行了滑油防冰試驗(yàn)研究，對(duì)不同結(jié)冰氣候條件下、不同滑油通道位置滑油防冰進(jìn)氣支板的防冰效果進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并且記錄了支板表面溫度的變化以及結(jié)冰情況；肖春華等[16]通過試驗(yàn)方法對(duì)電熱防冰進(jìn)行了研究，研究了不同加熱模式、冷卻時(shí)間、加熱功率和冰脫落等對(duì)防冰過程中傳熱特性的影響；雷桂林等[17-19]基于融化模型對(duì)電熱防冰系統(tǒng)中冰的相變過程進(jìn)行了動(dòng)態(tài)數(shù)值模擬，研究了冰相變過程中的傳熱特性以及固-液交界面隨著加熱時(shí)間的變化規(guī)律，還研究了不同密度積冰的孔隙率對(duì)冰融化相變過程的影響；朱光亞[20]對(duì)飛機(jī)電加熱部件加熱功率的分布特性進(jìn)行了數(shù)值和試驗(yàn)研究；馬輝等[21]通過冰風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)復(fù)合材料部件電加熱防冰系統(tǒng)的性能進(jìn)行了研究，研究了不同來流條件下復(fù)合材料部件的溫度分布情況；霍西恒等[22]對(duì)某型號(hào)客機(jī)尾翼進(jìn)行了周期性電加熱除冰數(shù)值模擬研究，分析了電加熱除冰的最佳加熱功率及瞬態(tài)溫度變化情況；李清英等[23]對(duì)電脈沖除冰系統(tǒng)的除冰效果進(jìn)行了試驗(yàn)研究，同時(shí)利用有限元法對(duì)電脈沖除冰進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，并與試驗(yàn)進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證，說明電脈沖也是一種有效的除冰方法。盡管國(guó)內(nèi)在飛機(jī)及發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣部件方面的防冰開展了一些研究，但由于部件防冰過程涉及了復(fù)雜的多相流動(dòng)換熱問題，對(duì)其機(jī)理的認(rèn)識(shí)以及防冰設(shè)計(jì)方面還有待進(jìn)一步深入研究。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣部件的電加熱防冰涉及了非常復(fù)雜的兩相流動(dòng)換熱現(xiàn)象，冰風(fēng)洞內(nèi)的試驗(yàn)研究是加強(qiáng)對(duì)其防冰機(jī)理認(rèn)識(shí)和改進(jìn)防冰數(shù)學(xué)模型的有效手段，因此對(duì)其開展試驗(yàn)研究非常必要。本文結(jié)合某小型發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣支板的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了3種電熱防冰加熱布置方式，借助冰風(fēng)洞模擬不同的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣結(jié)冰環(huán)境參數(shù)和電加熱功率，開展了3種電加熱方式下支板電熱防冰的試驗(yàn)研究，分析了不同結(jié)冰條件下支板的防冰特點(diǎn)。防冰試驗(yàn)研究了液態(tài)水含量、來流溫度、熱源總功率以及熱源布置方式對(duì)支板防冰性能的影響。通過布置在支板外表面的溫度測(cè)點(diǎn)記錄了防冰過程中支板表面的瞬態(tài)溫度變化，分析了支板防冰過程中表面溫度的變化特點(diǎn)，試驗(yàn)研究結(jié)果可以用來改進(jìn)支板電熱防冰系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)。試驗(yàn)結(jié)果表明，合理的電加熱方式可以取得較好的防冰效果，同時(shí)避免支板后部的溢流水結(jié)冰。

1 冰風(fēng)洞及試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

1.1 試驗(yàn)冰風(fēng)洞

航空發(fā)動(dòng)機(jī)部件防冰系統(tǒng)性能試驗(yàn)需要在能夠提供空中結(jié)冰條件的冰風(fēng)洞中開展。冰風(fēng)洞具備傳統(tǒng)空氣風(fēng)洞的所有系統(tǒng)，結(jié)構(gòu)形式也基本相似。與傳統(tǒng)空氣風(fēng)洞相比，冰風(fēng)洞有2個(gè)特別之處：① 冰風(fēng)洞具有一個(gè)制冷系統(tǒng)，可以把空氣的溫度降到0 ℃以下，以模擬結(jié)冰條件的來流溫度；② 冰風(fēng)洞具有一個(gè)水滴霧化系統(tǒng)，能夠模擬產(chǎn)生云中的過冷水滴。本文開展的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣支板電熱防冰試驗(yàn)是在武漢航空儀表有限責(zé)任公司的YBF03冰風(fēng)洞中開展的。YBF03冰風(fēng)洞結(jié)構(gòu)如圖1所示。該冰風(fēng)洞主要由動(dòng)力風(fēng)扇、冷卻系統(tǒng)和噴霧系統(tǒng)等組成，可以模擬不同的來流及結(jié)冰環(huán)境。動(dòng)力系統(tǒng)采用了大功率的變頻調(diào)速技術(shù)，啟動(dòng)/停止迅速，調(diào)整范圍大；噴霧系統(tǒng)采用可調(diào)式噴霧架，保證了噴霧粒子在風(fēng)洞穩(wěn)定段中能夠與低溫氣流充分進(jìn)行換熱，從而在試驗(yàn)測(cè)試段得到所需要的過冷水滴；冰風(fēng)洞的氣源和水源系統(tǒng)采用了先進(jìn)的凈化技術(shù)，保證了噴霧的質(zhì)量，并且保證過冷水滴不會(huì)過早地形成冰晶；在測(cè)試方面，此型冰風(fēng)洞采用多普勒相位(Phase Doppler Anemometer, PDA)分析激光粒徑測(cè)量裝置，確保準(zhǔn)確測(cè)量試驗(yàn)中水滴霧化直徑的分布。此型號(hào)冰風(fēng)洞的主要性能參數(shù)有：試驗(yàn)段最大風(fēng)速為200 m/s，最低溫度為-25 ℃，噴霧液態(tài)水含量為0.5～3.0 g/m3，試驗(yàn)段截面尺寸(寬×高)為250 mm×350 mm，長(zhǎng)度為860 mm。

試驗(yàn)時(shí)，經(jīng)凈化處理且?guī)в幸欢囟群蛪毫Φ乃涂諝夥謩e通過獨(dú)立的管路進(jìn)入噴霧桿的水氣腔，通過空氣霧化噴嘴噴射出所需粒徑的云霧。冰風(fēng)洞保證了合理的云霧粒子運(yùn)行距離，使噴霧水滴充分冷卻，達(dá)到與冷氣流相同的溫度。為了避免噴霧水滴從噴嘴運(yùn)動(dòng)到試驗(yàn)段過程中的過度蒸發(fā)，對(duì)冰風(fēng)洞內(nèi)的空氣濕度進(jìn)行控制，以免影響實(shí)際的液態(tài)水含量和水滴粒徑。試驗(yàn)段液態(tài)水含量通過調(diào)節(jié)噴霧時(shí)的水壓及開放的噴嘴數(shù)目來控制；云霧粒子直徑通過調(diào)節(jié)氣壓以及水、氣壓差來控制；通過調(diào)整噴嘴的開啟位置可控制云霧的分布及均勻性。

圖1 YBF03結(jié)冰風(fēng)洞結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of YBF03 icing wind tunnel

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

本文所采用的試驗(yàn)支板為某小型航空發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣支板?？紤]到該支板的結(jié)構(gòu)形式和強(qiáng)度要求，設(shè)計(jì)了采用支板內(nèi)部電熱棒加熱的防冰方式。為了研究電加熱棒不同的布置方式對(duì)防冰效果的影響，總共設(shè)計(jì)了3種電加熱方式，分別對(duì)應(yīng)圖2中的3種支板電加熱形式：第1種加熱形式只在支板前緣水滴撞擊集中區(qū)進(jìn)行加熱；第2種加熱形式在水滴撞擊極限附近增加了一支電加熱棒，以防止在撞擊極限附近出現(xiàn)溢流水的結(jié)冰；第3種加熱形式在支板尾緣又增加了一只電加熱棒，用來加熱支板尾緣防止溢流水在支板尾緣結(jié)冰。3個(gè)電加熱棒的功率在試驗(yàn)過程中均可進(jìn)行調(diào)節(jié)。在飛機(jī)上，電源系統(tǒng)由主電源、應(yīng)急電源及二次電源組成，其中，主電源由航空發(fā)動(dòng)機(jī)傳動(dòng)的發(fā)電機(jī)以及控制保護(hù)系統(tǒng)組成。主電源可提供多種電源類型，包括高/低壓直流、恒速恒頻交流、變速恒頻交流以及混合電源等。電加熱棒有直流和交流2種不同類型的供電形式可供選擇，本文選擇了使用交流電源的電加熱棒作為試驗(yàn)中的熱源，并通過電壓調(diào)節(jié)器調(diào)節(jié)電壓從而改變功率。

圖2 3個(gè)支板試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽鏔ig.2 Three strut test model size

支板的弦長(zhǎng)為125 mm，最大厚度為29 mm，支板前緣高度為62 mm，尾部高度為54 mm。安裝電加熱棒的孔中心距離支板前緣駐點(diǎn)的距離分別為10、25及90 mm。

為了研究電熱防冰過程中支板表面的溫度分布特點(diǎn)，在每個(gè)支板的中截面外表面上沿著x軸(弦長(zhǎng))方向布置了5個(gè)T型熱電偶，試驗(yàn)中用于測(cè)量支板在試驗(yàn)過程中的溫度變化，熱電偶的位置如圖3所示。

圖3 熱電偶位置示意圖Fig.3 Schematic diagram of thermocouple locations

2 試驗(yàn)步驟及過程

為了研究不同加熱功率、加熱位置以及來流條件對(duì)支板防冰性能的影響，試驗(yàn)中針對(duì)前面介紹的3種不同電加熱方式開展了試驗(yàn)研究。支板電加熱棒的功率沿著長(zhǎng)度均勻分布，單位毫米長(zhǎng)度最大功率為4 W，其電壓范圍為0～220 V，防冰電加熱功率可以通過調(diào)節(jié)電壓來改變。

試驗(yàn)時(shí)，先將冰風(fēng)洞的氣流參數(shù)調(diào)到某一目標(biāo)工況的設(shè)置值，再將電加熱棒的電壓調(diào)節(jié)到試驗(yàn)工況規(guī)定的參數(shù)值，使用數(shù)據(jù)采集儀監(jiān)控支板表面的溫度分布。開始進(jìn)行支板電熱防冰試驗(yàn)時(shí)，觀察支板表面的結(jié)冰情況，并記錄試驗(yàn)數(shù)據(jù)。試驗(yàn)過程中采用數(shù)字?jǐn)z像機(jī)記錄整個(gè)試驗(yàn)過程。具體的試驗(yàn)步驟如下：

1) 試驗(yàn)前進(jìn)行液態(tài)水含量LWC、水滴直徑MVD等參數(shù)的測(cè)量和校驗(yàn)。

2) 調(diào)節(jié)冰風(fēng)洞中的氣流溫度、速度到各狀態(tài)點(diǎn)規(guī)定的值，不噴霧。

3) 調(diào)節(jié)防冰電熱棒供電電壓到各狀態(tài)點(diǎn)規(guī)定的值。

4) 不噴霧，對(duì)試驗(yàn)件進(jìn)行干狀態(tài)冷吹直到部件表面的溫度穩(wěn)定為止。

5) 開始噴霧，噴霧時(shí)間5 min，記錄不同時(shí)刻試驗(yàn)部件表面的溫度，使用攝像機(jī)對(duì)試驗(yàn)部件進(jìn)行錄像，記錄試驗(yàn)件表面結(jié)冰過程。

6) 按照步驟2)～5)，進(jìn)行下一個(gè)試驗(yàn)點(diǎn)的試驗(yàn)。

3 試驗(yàn)條件及參數(shù)

支板防冰效果試驗(yàn)參數(shù)是通過分析環(huán)境設(shè)計(jì)點(diǎn)和飛行循環(huán)設(shè)計(jì)點(diǎn)來確定的。發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)冰部件都位于發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部，對(duì)于防冰試驗(yàn)參數(shù)的選取應(yīng)該根據(jù)部件所在位置考慮氣流壓縮熱和速度參數(shù)變化的影響。

試驗(yàn)的來流參數(shù)根據(jù)確定的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口部件防冰設(shè)計(jì)點(diǎn)和校核點(diǎn)進(jìn)行選取，如表1所示，在4個(gè)不同的來流條件下進(jìn)行試驗(yàn)，且在相同的來流條件下通過改變電加熱棒的電壓來調(diào)節(jié)電加熱棒的功率，從而觀察支板的防冰性能和特點(diǎn)。針對(duì)試驗(yàn)來流條件的不同，電加熱棒的輸入電壓分別為100、150、175及200 V，在不同的電壓下 2種不同加熱支板中不同電加熱棒對(duì)應(yīng)的功率如表2 所示。表中電加熱棒功率所在列中的2組數(shù)據(jù)分別表示支板中由前緣往尾部的2個(gè)電加熱棒的功率。

表1 試驗(yàn)來流參數(shù)Table 1 Test parameters of free stream

表2 電加熱棒功率參數(shù)Table 2 Parameters of electrical heater power

續(xù)表

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 防冰過程溫度變化情況

試驗(yàn)狀態(tài)1中，來流溫度為-5 ℃，液態(tài)水含量為1 g/m3,對(duì)試驗(yàn)狀態(tài)1進(jìn)行電熱防冰試驗(yàn)。試驗(yàn)過程中，3種加熱方式的進(jìn)氣支板外表面各個(gè)熱電偶溫度值隨時(shí)間的變化情況如圖4所示，圖中曲線101～105分別為圖3中1～5號(hào)熱電偶在狀態(tài)1試驗(yàn)過程中的瞬態(tài)溫度曲線。初始時(shí)刻電加熱棒的輸入電壓為100 V，待來流速度及溫度穩(wěn)定后開始噴霧，噴霧后支板溫度逐漸降低，約250 s后支板外表面溫度再次達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

圖4 狀態(tài)1時(shí)3個(gè)支板外表面瞬態(tài)溫度曲線Fig.4 Transient temperature curves of outside surface of 3 struts at Case 1

在電加熱棒的輸入電壓為100 V時(shí)，1號(hào)支板前緣2個(gè)熱電偶所測(cè)量的溫度值均低于5 ℃左右，支板中間部位的熱電偶所測(cè)量的溫度值已經(jīng)接近0 ℃，尾部的熱電偶所測(cè)量的溫度值均低于0 ℃。試驗(yàn)中觀察到此時(shí)1號(hào)支板由于前緣溫度較低，過冷水滴撞擊支板后不能形成完全蒸發(fā)，支板表面的溢流水在支板尾部?jī)鼋Y(jié)形成尾部的溢流水結(jié)冰，如圖5(a)所示。2號(hào)支板和3號(hào)支板外表面熱電偶所測(cè)量的溫度值均高于0 ℃，在此來流狀態(tài)下2號(hào)支板和3號(hào)支板的防冰效果良好，試驗(yàn)中觀察到此時(shí)2號(hào)支板和3號(hào)支板表面依然有溢流水存在，但由于支板后部表面溫度都高于零度，沒有出現(xiàn)溢流水結(jié)冰現(xiàn)象，如圖5(b)及圖5(c)所示。

圖5 狀態(tài)1時(shí)3個(gè)支板防冰試驗(yàn)效果圖Fig.5 Pictures of anti-icing test performance of 3 struts at Case 1

提高電加熱棒輸入電壓到150 V，支板外表面溫度逐漸升高并趨于穩(wěn)定，待支板外表面溫度趨于穩(wěn)定后停止噴霧。支板表面溫度穩(wěn)定后，由于電加熱功率的提高，1～3號(hào)支板外表面的溫度均高于0 ℃，且1號(hào)支板尾部的結(jié)冰現(xiàn)象被消除，達(dá)到防止支板尾緣溢流水結(jié)冰的目的。

從試驗(yàn)結(jié)果來看，當(dāng)電加熱棒的輸入電壓為100 V時(shí)，1號(hào)支板尾部的溫度已經(jīng)低于0 ℃，尾部產(chǎn)生了結(jié)冰現(xiàn)象，而2號(hào)與3號(hào)支板的整體溫度均高于0 ℃，沒有產(chǎn)生結(jié)冰現(xiàn)象，因此2號(hào)支板與3號(hào)支板的熱源布置方式優(yōu)于1號(hào)支板。2號(hào)支板與3號(hào)支板相比，在達(dá)到同樣的防冰效果的同時(shí)，消耗的能量更少，且支板的整體溫差更小，熱量分布更均勻，能量利用率更高，因此選擇2號(hào)支板電源布置方式作為優(yōu)選方案。

4.2 熱源布置方式對(duì)防冰效果的影響

當(dāng)相同支板的熱源總功率P保持不變或者相近時(shí)，其熱源布置方式的變化會(huì)影響支板的防冰效果。如試驗(yàn)狀態(tài)2中，1號(hào)支板和2號(hào)支板的熱源布置方式不同，但總功率相近，分別為89.5 W 和83.9 W。圖6為試驗(yàn)狀態(tài)2中熱源總功率相近而熱源布置方式不同時(shí)支板表面溫度的分布情況。由圖可知，在同樣的來流速度、溫度及液態(tài)水含量情況下，支板表面的溫度隨著加熱源布置方式的變化而不同。當(dāng)只在支板前緣布置一個(gè)熱源時(shí)，支板前緣與尾部的溫差較大。支板前緣的溫度較高，不會(huì)產(chǎn)生結(jié)冰現(xiàn)象；而支板尾部的溫度偏低，容易發(fā)生結(jié)冰的現(xiàn)象。當(dāng)熱源布置方式由前緣1個(gè)熱源變成2個(gè)，且在總功率降低6.7%(總功率由89.5 W降到83.9 W)的情況下，支板前緣溫度降低，但是支板尾部溫度有所升高，前緣與尾部的溫差變小，整體溫度更均勻，支板尾部的防冰效果有所提升，即使用更少的熱源取得了更好的防冰效果。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是：當(dāng)熱源過于集中在某個(gè)位置時(shí)，熱量傳導(dǎo)到其他位置的速度較慢，由此使得部件的整體溫差偏大；當(dāng)把熱源分開布置時(shí)，在總功率相同甚至降低的情況下，部件的整體溫度分布會(huì)變得更均勻。由此可知，熱源布置方式對(duì)防冰效果有明顯的影響。因此，在設(shè)計(jì)防冰系統(tǒng)時(shí)，應(yīng)該充分考慮熱源布置方式對(duì)防冰效果的影響，優(yōu)化選擇熱源布置方式，以達(dá)到防冰效果的同時(shí)節(jié)省能源。

圖6 狀態(tài)2時(shí)熱源布置方式對(duì)支板表面溫度的影響 Fig.6 Effect of surface temperature of struts with different heater arrangements at Case 2

對(duì)應(yīng)于圖6所示的試驗(yàn)狀態(tài)2，試驗(yàn)過程中2個(gè)支板采用不同的熱源布置方式，但熱源總功率接近。2個(gè)支板在不同熱源布置方式下的防冰試驗(yàn)效果分別如圖7(a)和圖7(b)所示。由圖可知，2個(gè)支板均只在支板尾部邊緣處產(chǎn)生了少量積冰，說明尾緣末端溫度已經(jīng)低于冰點(diǎn)，1號(hào)支板尾部邊緣的積冰多于2號(hào)支板?？梢钥闯?，在消耗同樣的總能量情況下，能量分布在2個(gè)熱源上比集中在同一個(gè)熱源上的防冰效果更好，因此在電熱防冰系統(tǒng)設(shè)計(jì)中合理分配加熱方式可以改善部件的電熱防冰效果。

圖7 不同熱源布置方式2個(gè)支板的防冰試驗(yàn)效果圖Fig.7 Pictures of anti-icing test performance of 2 struts with different heater arrangements

4.3 熱源總功率對(duì)防冰效果的影響

圖8 狀態(tài)4時(shí)2號(hào)支板加熱功率對(duì)支板表面溫度的影響Fig.8 Effect of surface temperature of No.2 strut with different heater power at Case 4

當(dāng)同支板的熱源布置方式固定時(shí)，熱源總功率的變化顯然會(huì)影響支板的防冰效果，試驗(yàn)研究了電熱功率改變對(duì)支板表面溫度分布的影響規(guī)律。圖8為2號(hào)支板在試驗(yàn)狀態(tài)4中不同電加熱功率情況下表面溫度的分布情況。此時(shí)，2號(hào)支板的熱源布置方式一樣，但總功率逐漸增加。當(dāng)電加熱棒輸入電壓為150 V時(shí)總功率為163.5 W；當(dāng)電加熱棒輸入電壓為175 V時(shí)總功率為220.6 W；當(dāng)電加熱棒輸入電壓為200 V時(shí)總功率為289.8 W。由圖可知，在同樣的來流速度、溫度及液態(tài)水含量情況下，支板表面的溫度隨著加熱功率的增加而升高。當(dāng)電加熱棒輸入電壓由150 V增加到175 V 時(shí)，支板前緣的溫度顯著升高，但是尾部的溫度增加幅度較小且仍出現(xiàn)結(jié)冰現(xiàn)象，其原因在于：2個(gè)電加熱棒均布置在支板前緣，電加熱棒傳遞給支板的熱量大部分集中在前緣位置。電加熱棒提供的熱量一部分被支板吸收用來提高支板的溫度，一部分被來流空氣中的過冷水滴吸收，同時(shí)，還有一部分熱量被水滴的蒸發(fā)及冷空氣的對(duì)流換熱帶走。而支板尾部距離電加熱棒較遠(yuǎn)，通過熱傳導(dǎo)帶給支板尾部的熱量相對(duì)較少，同時(shí)還有一部分溢流水流經(jīng)支板尾部帶走一部分熱量，因此支板尾部的溫度較低。當(dāng)電加熱棒輸入電壓由175 V增加到200 V時(shí)，支板整體表面溫度均有顯著提升，支板尾緣無溢流水結(jié)冰。其原因在于：此時(shí)電加熱棒提供的熱量已經(jīng)能夠把撞擊在支板外表面的過冷水滴全部蒸發(fā)，支板外表面沒有產(chǎn)生溢流水，電加熱棒提供的熱量除去與冷空氣對(duì)流換熱損失的一部分外，其余的熱量仍用于提高支板溫度，故支板整體溫度均有顯著升高。

對(duì)應(yīng)于圖8所示的試驗(yàn)狀態(tài)4，試驗(yàn)過程中對(duì)2號(hào)支板分別采用3個(gè)不同的熱源總功率進(jìn)行防冰試驗(yàn)。2號(hào)支板在3個(gè)不同熱源總功率情況下的防冰試驗(yàn)效果分別如圖9所示。隨著熱源總功率的逐漸升高，支板尾部的積冰逐漸減少直至完全消失。在熱源總功率由163.5 W提高到220.6 W的過程中，支板整體溫度有所升高，前緣溫度升高的幅度明顯高于尾部，此時(shí)熱源所提供的功率大部分用來加熱支板前緣位置，尾部的溫度沒有明顯提升，尾部依然有部分結(jié)冰現(xiàn)象存在。當(dāng)熱源總功率由220.6 W提高到289.8 W時(shí)，支板尾部的溫度明顯提高，且結(jié)冰現(xiàn)象完全消除，但是支板前緣的溫度已經(jīng)超過50 ℃，即有大部分能量浪費(fèi)在支板前緣，降低了防冰效率。總功率的增加可以提升防冰效果，但是要有針對(duì)性地在溫度較低的區(qū)域提高熱源功率，從而提高防冰效率。由此可知，熱源布置的位置對(duì)于防冰效果有非常顯著的影響，在以后的研究中需要對(duì)熱源布置位置對(duì)防冰效果的影響進(jìn)行進(jìn)一步的研究。如文中采用2個(gè)電加熱棒的熱源布置方式，需要對(duì)2個(gè)電加熱棒的相對(duì)位置的變化對(duì)于防冰效果的影響進(jìn)行研究。

圖9 不同熱源總功率情況下2號(hào)支板的防冰試驗(yàn)效果圖Fig.9 Picture of anti-icing test performance of No.2 strut with different total heater power

4.4 熱源總功率與布置方式共同作用對(duì)防冰效果的影響

由前文的結(jié)果可知，熱源布置方式與總功率都會(huì)對(duì)支板的防冰效果產(chǎn)生影響，當(dāng)熱源總功率與布置方式都發(fā)生變化，支板的防冰效果同樣會(huì)有不同。如試驗(yàn)狀態(tài)1中3個(gè)支板，此時(shí)，支板熱源布置方式不同，相同位置的電加熱棒保持相同的功率，而不同支板上熱源的總功率隨著布置方式的變化而變化。圖10為不同熱源總功率以及不同熱源布置方式情況下支板表面的穩(wěn)態(tài)溫度分布曲線?？梢钥闯觯谕瑯拥膩砹魉俣?、溫度及液態(tài)水含量情況下，支板表面的溫度分布隨著熱源功率以及布置方式的不同而有所不同。在支板前緣及尾部均有電加熱棒加熱時(shí)，如3號(hào)支板，支板的整體溫度較高，沒有出現(xiàn)0 ℃以下的低溫區(qū)域，防冰效果良好，不會(huì)產(chǎn)生結(jié)冰現(xiàn)象，但是支板前緣溫度過高，部分熱量沒有被合理利用。而當(dāng)支板只在前緣布置一個(gè)電加熱棒時(shí)，如1號(hào)支板，由于大部分熱量都集中在支板前緣，而支板尾部的熱量不足，使得支板尾部的溫度低于0 ℃，并會(huì)在前緣加熱功率較低時(shí)產(chǎn)生明顯的溢流水結(jié)冰現(xiàn)象，如前文圖5(a)所示。因此針對(duì)不同位置及不同結(jié)構(gòu)的易結(jié)冰部件，需要采用不同的熱源功率以及布置方式，盡量保證易結(jié)冰部位的溫度均勻，防止熱量過于集中在某個(gè)部位，才能取得最佳的防冰效果。

圖10 不同熱源總功率及熱源布置方式對(duì)支板表面穩(wěn)態(tài)溫度的影響 Fig.10 Effect of different heater power and method on surface static temperature

對(duì)應(yīng)于圖10所示的試驗(yàn)狀態(tài)1，試驗(yàn)過程中3個(gè)支板采用不同的熱源布置方式，且熱源總功率不同。1～3號(hào)支板在不同加熱功率及不同加熱方式共同作用下的防冰效果分別如前文的圖5所示。由圖可知，3個(gè)支板防冰效果的共同特點(diǎn)是：支板前緣及中部都沒有產(chǎn)生結(jié)冰現(xiàn)象，而且都有溢流水存在，此時(shí)3個(gè)支板前緣的電加熱能量已經(jīng)足夠防止支板表面產(chǎn)生結(jié)冰現(xiàn)象，但是還不足以蒸發(fā)全部撞擊過冷水滴，未蒸發(fā)的水以珠狀形式向支板后面流動(dòng)。1號(hào)支板由于總體加熱功率小，同時(shí)尾緣沒有加熱能量提供，因此在其尾緣存在溢流水積冰現(xiàn)象。同樣有溢流水存在的2號(hào)和3號(hào)支板的尾部并沒有形成積冰，是由于2號(hào)和3號(hào)支板外表面的溢流水流到支板尾部時(shí)溫度仍然高于冰點(diǎn)，因此沒有在尾部產(chǎn)生結(jié)冰現(xiàn)象。

4.5 液態(tài)水含量對(duì)防冰效果的影響

除了熱源總功率與布置方式，來流條件中液態(tài)水含量必然會(huì)引起支板防冰效果的變化。試驗(yàn)研究了當(dāng)支板的熱源布置方式、總功率均保持不變或者相近時(shí)，改變來流中的液態(tài)水含量時(shí)，支板的表面溫度變化特點(diǎn)。

圖11 不同液態(tài)水含量對(duì)支板表面溫度的影響Fig.11 Effect of different LWC on surface temperature of strut

云層中來流液態(tài)水含量對(duì)支板外表面的結(jié)冰量具有明顯的影響。如2號(hào)支板在試驗(yàn)狀態(tài)1和試驗(yàn)狀態(tài)2中，來流的液態(tài)水含量分別為1 g/m3和2 g/m3。圖11為不同液態(tài)水含量情況下2號(hào)支板表面溫度的分布情況。此時(shí)，2號(hào)支板的熱源布置方式一樣，且總功率相近，分別為83.4 W和83.9 W。在其他試驗(yàn)條件相同的情況下，隨著液態(tài)水含量的增大支板表面的溫度整體下降，且支板前緣溫降大于支板尾部的溫降，這是由于支板采用了非完全蒸發(fā)防冰方式，液態(tài)水含量增大時(shí)支板表面撞擊區(qū)域后面溢流水增加的原因。撞擊在支板前緣的過冷水滴吸收了支板前緣的大部分熱量，少部分溢流水則吸收了支板尾部的部分熱量，從而使得支板前緣的溫度變化大于支板尾部的溫度變化。故當(dāng)液態(tài)水含量增大時(shí)，應(yīng)該適當(dāng)增加熱源功率并重點(diǎn)關(guān)注支板前緣的溫度變化情況。

4.6 來流溫度對(duì)防冰效果的影響

當(dāng)同支板的熱源布置方式、總功率均保持不變或者相近時(shí)，試驗(yàn)研究了來流溫度T∞的變化對(duì)支板表面溫度分布的影響。

2號(hào)支板在試驗(yàn)狀態(tài)1和試驗(yàn)狀態(tài)3中，熱源布置方式一樣，且總功率相近，分別為184.8 W和182.7 W，來流的溫度分別為-5 ℃和-11 ℃，其他來流參數(shù)相同。圖12為2號(hào)支板在試驗(yàn)狀態(tài)1和試驗(yàn)狀態(tài)3外表面溫度的分布情況。同樣的來流速度及液態(tài)水含量條件下，支板表面溫度隨著來流溫度的降低而整體降低，來流溫度的變化對(duì)支板前緣及尾部的溫度影響基本一致。當(dāng)來流溫度降低時(shí)，需要關(guān)注支板的整體溫度變化情況，尤其要關(guān)注支板溫度較低的區(qū)域，防止其在來流溫度降低時(shí)產(chǎn)生結(jié)冰現(xiàn)象。

圖12 不同來流溫度對(duì)支板表面溫度的影響 Fig.12 Effect of different free stream temperature on surface temperature of strut

5 結(jié) 論

針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣支板結(jié)冰現(xiàn)象，在冰風(fēng)洞中進(jìn)行了支板電加熱的防冰試驗(yàn)研究。支板防冰采用電加熱棒對(duì)其進(jìn)行加熱，沿著支板弦長(zhǎng)方向設(shè)置了3種不同的熱源布置方式。研究了熱源總功率、熱源布置方式、液態(tài)水含量以及來流溫度等參數(shù)對(duì)防冰效果的影響。通過試驗(yàn)可以得出以下結(jié)論：

1) 當(dāng)只在支板前緣進(jìn)行電加熱防冰時(shí)，容易形成溢流水至支板尾部產(chǎn)生結(jié)冰現(xiàn)象，在設(shè)計(jì)防冰系統(tǒng)時(shí)，應(yīng)該充分考慮支板尾部溢流水的結(jié)冰情況。

2) 熱源總功率升高可以提高支板的防冰效果，但是容易產(chǎn)生能量過于集中的現(xiàn)象，能量過于集中容易使得防冰部件表面形成較大的溫度差，從而降低能量的利用效率，并會(huì)影響防冰效果。在設(shè)計(jì)防冰系統(tǒng)時(shí)應(yīng)該避免熱量過于集中的現(xiàn)象，以免降低熱量利用率，甚至因溫度過高引起部件損壞。

3) 熱源布置方式的改善能夠較好地提高支板的防冰效果，并防止產(chǎn)生熱量過于集中的現(xiàn)象，且可能在實(shí)現(xiàn)有效防冰的前提下節(jié)省能源。

4) 來流溫度及液態(tài)水含量均會(huì)對(duì)支板的防冰果產(chǎn)生影響，在設(shè)計(jì)防冰系統(tǒng)時(shí)應(yīng)綜合考慮不同的來流參數(shù)對(duì)防冰效果的影響，以達(dá)到優(yōu)化防冰的效果。

5) 熱源布置的位置對(duì)于防冰效果有非常顯著的影響，熱源布置位置對(duì)防冰效果的影響需進(jìn)行進(jìn)一步的研究。對(duì)于采用2個(gè)電加熱棒的熱源布置方式，可以進(jìn)一步開展2個(gè)電加熱棒的相對(duì)位置的變化對(duì)于防冰效果的影響研究，以改進(jìn)支板電熱防冰的設(shè)計(jì)。

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(責(zé)任編輯： 張晗)

*Correspondingauthor.E-mail：wdong@sjtu.edu.cn

Testonelectrothermalanti-icingofaero-engineinletstrut

LEIGuilin1,ZHENGMei1,DONGWei1,*,ZHOUZhixiang2,DONGQi2

1.SchoolofMechanicalEngineering,ShanghaiJiaoTongUniversity,Shanghai200240,China2.AECCHunanPowerplantResearchInstitute,Zhuzhou412002,China

Tostudytheperformanceofelectrothermalanti-icing,atestontheinletstrutofthesmallaero-engineiscarriedout.Accordingtothestructuralfeaturesofthistypeofaero-engineinletstrut,threeheatingarrangementmodesoftheelectrothermalanti-icingsystemaredesigned,whichadoptonetothreeelectricalheatingrodsastheheatsourcesatdifferentlocationsalongthedirectionofthestrutchordlength.Thethreeheatingmodesaretestedintheicingwindtunnelwithdifferenticingenvironmentandelectricalheatingpower.Themeasuringpointsaresetonthestrutsurfacetorecordthetransienttemperaturechangeduringtheanti-icingprocess.Asaresult,thecharacteristicsoftemperaturechangeonthestrutsurfaceduringtheanti-icingtestscanbeanalyzed.Theeffectoftheelectrothermalpower,theheatingmodes,theliquidwatercontentandtheoncomingairflowtemperatureontheanti-icingperformanceofthestrutareallinvestigatedexperimentally.Theresultsshowthatareasonableelectricalheatingmodecanachievebetteranti-icingperformanceandtherunbackicecanbealsoavoidednearthestruttailingedge.

electrothermalanti-icing;icingwindtunneltest;aero-enginestrut;transienttemperature;flowandheattransfer

2016-12-20；Revised2017-01-20；Accepted2017-03-09；Publishedonline2017-03-201514

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A

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