聶春生， 袁野， 周禹， 黃建棟， 陳軒， 張青青

(1.中國運載火箭技術(shù)研究院 空間物理重點實驗室， 北京 100076； 2.中國航天空氣動力技術(shù)研究院， 北京 100074)

0 引言

高速飛行器在大氣層飛行過程中，與空氣發(fā)生強烈相互作用，在其頭部形成強激波，波后空氣溫度增大，發(fā)生離解和電離等各種化學反應(yīng)，在其周圍形成高溫流場等離子體，同時在其表面形成粘性邊界層，對飛行器表面產(chǎn)生很強的氣動加熱，導致飛行器表面溫度急劇升高，燒蝕防熱型表面材料發(fā)生燒蝕。燒蝕產(chǎn)物進入空氣邊界層流場，又與流場中的高溫空氣進行復雜化學反應(yīng)，對飛行器周圍空氣流場中組分濃度和等離子體分布產(chǎn)生影響，從而影響飛行器通信[1]。研究飛行器表面防熱材料燒蝕產(chǎn)物對其周圍流場等離子體分布的影響，對于飛行器的突防和反突防系統(tǒng)設(shè)計有著非常重要的意義。

在等離子體形成機理及分布特性研究方面，國內(nèi)外以戰(zhàn)宙飛船、航天飛機、星球探測飛行器等目標與通信特性影響的預測評估為應(yīng)用背景，開展了大量的物理建模研究。國內(nèi)邵純等[2]、張威等[3]學者采用數(shù)值模擬的方法研究了碳基和碳/酚醛防熱材料在不同燒蝕條件下的熱解氣體流率、燒蝕量等燒蝕特性及其對流場熱化學參數(shù)、電子數(shù)密度等特性的影響規(guī)律；高鐵鎖等[4-5]針對高速再入體開展了燒蝕流場計算分析，分析了包含和不包含碳/酚醛燒蝕產(chǎn)物再入小鈍錐的繞流和尾流流場，分析了燒蝕產(chǎn)物對流場電子數(shù)密度、溫度等流動參數(shù)的影響，結(jié)果表明燒蝕產(chǎn)物對流場紅外輻射特性具有重要影響；魏叔如等[6]開展了碳/碳材料燒蝕對層流和湍流電離邊界層影響的計算方法研究，計算結(jié)果表明燒蝕對邊界層電離特性有很大影響，有燒蝕工況的邊界層中電子數(shù)密度數(shù)值比相同條件下的純空氣邊界層中電子數(shù)密度數(shù)值高1～2個數(shù)量級，但上述規(guī)律沒有進行試驗驗證。國外Keenan等[7-8]采用比較精確的耦合方法，在燒蝕壁面邊界，通過質(zhì)量及能量守衡方程把燒蝕體和氣體流場耦合起來求解，研究了不同飛行速度下碳基材料燒蝕對流場溫度、組分等參數(shù)的影響。

總的來看，通過數(shù)值模擬的方法評估防熱材料燒蝕產(chǎn)物對流場等離子體分布的影響存在兩個技術(shù)難點：1)微量燒蝕材料體系熱化學燒蝕模型的建立。不同表面材料的表面燒蝕反應(yīng)過程不同，對等離子體流場的影響也有較大差別，因此需要針對不同的表面材料建立相應(yīng)的燒蝕反應(yīng)模型。2)化學非平衡氣體動力學方程與燒蝕壁面邊界條件的耦合計算。在此方面存在兩個主要問題：一是由于往往存在著包括表面催化、氧化、燒蝕與熱解等復雜的氣體表面相互作用，氣體表面邊界條件會非常復雜，出現(xiàn)了涉及到材料特性、輸運特性的表面質(zhì)量和能量平衡方程，表面邊界方程在流場中的求解算法十分復雜，難以建立燒蝕壁面邊界條件及其與氣體動力學方程的耦合計算方法；二是空氣流場中燒蝕組分增加帶來的數(shù)值計算量大的問題。因此難以構(gòu)建準確的計算模型以開展數(shù)值模擬研究，必須通過開展試驗對不同防熱材料燒蝕產(chǎn)物對高溫流場等離子體的影響規(guī)律進行研究，對數(shù)值方法的結(jié)果進行驗證，為修正和完善計算模型提供數(shù)據(jù)支撐。

近年來，隨著風洞技術(shù)的發(fā)展和測量手段的進步，相關(guān)試驗研究在各類風洞設(shè)施上廣泛開展，例如袁野等[9]在高頻等離子體風洞上研究了碳/碳和碳/碳化鋯兩種復合防熱材料燒蝕情況下對下游流場的影響，結(jié)果表明在石英管中如果材料發(fā)生燒蝕，那么試驗段下游流場中的電子數(shù)密度會降低，碳/碳化鋯材料在降低下游流場的電離度和焓值方面優(yōu)于碳/碳材料；上述工作加深了對碳基材料的燒蝕特性及對下游流場的影響規(guī)律，但無法直接對飛行器表面材料發(fā)生燒蝕并與高溫邊界層流動相互耦合影響下空間流場的電子數(shù)密度變化規(guī)律進行驗證。

碳/碳復合材料，即以碳纖維增強碳基體所組成的復合材料，因其卓越的高溫性能而在航空航天領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用，如導彈頭部鼻錐、飛行器機翼等。為深入研究采用碳纖維增強類復合材料的高速飛行器發(fā)生燒蝕后對空間等離子體流場特性的影響規(guī)律，本文在高頻等離子體風洞中采用朗繆爾探針和柱塞量熱計等測量手段，研究了球錐外形飛行器采用純碳/碳材料在不同燒蝕條件下對周圍繞流流場中電子數(shù)密度的影響規(guī)律。

1 試驗方法

1.1 試驗設(shè)備

高頻等離子體風洞采用高頻感應(yīng)加熱方式對氣體進行加熱，可以產(chǎn)生純凈的感應(yīng)耦合等離子體(ICP)高焓氣流，有效消除氣流污染對流場中電子數(shù)密度分布的影響，是開展防熱材料燒蝕產(chǎn)物試驗研究的理想設(shè)備[10]。本研究在中國空氣動力研究與發(fā)展中心的高頻等離子體風洞上開展，風洞布局示意圖如圖1所示，其主要性能指標為：

1) 電源功率1 000 kW；

2) 振蕩頻率440 kHz；

3) 氣流焓值為5～50 MJ/kg；

4) 駐點壓力為3～30 kPa；

5) 最大運行時間50 min.

圖1 高頻等離子體風洞布局示意圖Fig.1 Schematic diagram of high-frequency plasma wind tunnel

試驗?zāi)Ｐ筒捎们蝈F外體，錐身的半錐角為10°，頭部半徑為15 mm，如圖2所示。試驗?zāi)Ｐ陀袃深悾謩e為銅制的水冷金屬模型和純碳/碳材料的復合材料模型。

圖2 風洞試驗?zāi)Ｐ虵ig.2 Wind tunnel test model

1.2 測量方法

1.2.1 電子數(shù)密度

試驗中采用朗繆爾探針法測量流場的電子數(shù)密度。朗繆爾探針法是一種方法成熟、應(yīng)用廣泛的接觸式診斷方法[11]，采用一個或幾個插入等離子體中的“面積小得可以忽略”的導電電極，通過測量等離子體流場中探針的伏安特性曲線，從而得到等離子體參數(shù)[12]，其具體原理如下。

如果探針是孤立絕緣的，則由于電子的平均熱運動速度遠大于離子的熱運動速度，開始時單位時間內(nèi)打在探針表面上的電子數(shù)遠大于離子數(shù)，探針表面逐漸積累起負電荷，從而使探針相對于其附近未被擾動的等離子體電位(即空間電位)的差值為負值。這個負電位差將排斥電子，吸引離子，在探針表面附近空間形成一個正的空間電荷層(亦稱離子鞘層)。這個空間電荷層逐漸增厚，直到最后在單位時間內(nèi)到達探針表面的電子和離子數(shù)目達到平衡為止。這時探針表面的總電流為0 A，其表面的負電位將不再改變，此時的負電位稱為懸浮電位Vs. 當外加偏置電源使探針相對于空間電位的電位差不等于懸浮電位Vs時，就會有電流通過探針。試驗測量探針電流隨偏置電壓Ub的變化，就可以得到朗繆爾探針伏安特性曲線，由此可得電子溫度，在此基礎(chǔ)上引入離子在鞘層邊界的平均速度(玻姆速度)，并考慮等離子體電子數(shù)密度與鞘層邊界電子數(shù)密度的關(guān)系[13-15]，則最終探針附近流場的電子數(shù)密度Ne可由(1)式計算：

(1)

式中：I為測量結(jié)果中的離子飽和電流(A)；A為柱狀探針側(cè)面積(m2)；k為玻爾茲曼常數(shù)；Te為電子溫度(eV)；m為離子質(zhì)量，對于本實驗可近似取NO+質(zhì)量4.98×10-26kg；e為元電荷電荷量，e≈1.6×10-19C.

試驗所用鉬絲朗繆爾探針如圖3所示，其中探針有效部分的直徑為1 mm、長度為15 mm.

圖3 朗繆爾探針照片F(xiàn)ig.3 Langmuir probe

試驗前，將模型通過高硅氧轉(zhuǎn)接在特制的水冷支架上，水冷支架固定在支座上，保證試樣中心在風洞氣流軸線上，模型前端距離噴管出口50 mm，將朗繆爾探針傾斜布置在送進支架上，送進系統(tǒng)的送進距離保證探針可以送到距離模型表面一定位置，模型固定支架及探針送進支架如圖4所示。圖4中，d為朗繆爾探針與模型表面的距離。

圖4 試驗?zāi)Ｐ桶惭b及朗繆爾探針測試方案Fig.4 Test model installation and Langmuir probe test plan

試驗中，通過調(diào)整送進系統(tǒng)送進距離，保證朗繆爾探針與模型表面的距離d為3 mm、6 mm、9 mm、12 mm、15 mm等5個值。朗繆爾探針前端距離試驗?zāi)Ｐ颓蝾^駐點60 mm(沿母線方向)。

風洞開啟時，等離子體發(fā)生器首先通入氬氣起弧，之后過渡為空氣，調(diào)整空氣的進氣流量和風洞電源系統(tǒng)的電壓，保證試驗狀態(tài)達到設(shè)置的參數(shù)。待流場狀態(tài)穩(wěn)定后，啟動送進系統(tǒng)，將朗繆爾探針送入距離試樣表面特定位置并停留0.5 s，測量流場的電子數(shù)密度。在試驗?zāi)Ｐ蜔g過程中，可反復啟動送進系統(tǒng)，送到同一位置，多次測量不同時刻的燒蝕流場電子數(shù)密度。

1.2.2 模型表面熱流

試驗前采用和試驗?zāi)Ｐ屯庑我恢碌臒崃餍y模型，在其表面布置了柱塞式熱流傳感器，獲得其表面的熱流分布，其熱流[16]可表示為

qc=ρcpl(ΔT/Δτ)，

(2)

式中：qc為計算獲得的熱流(W/m2)；ρ為柱塞材料密度，取8.93×103kg/m3；cp為柱塞溫升期間的平均比熱，取3.86×102J/(kg·K)；l為柱塞長度，取8×10-3m；ΔT為測得的柱塞溫升(K)；Δτ為溫升所用時間(s)。

1.2.3 射流駐點壓力

試驗前采用直徑20 mm的水冷平頭皮托壓力探頭[17]測量駐點壓力，測壓探頭的照片如圖5所示。為了保證測試結(jié)果的準確性，在試驗之前對壓力傳感器的靜態(tài)響應(yīng)進行測試，獲得傳感器在一定壓力范圍內(nèi)的標定系數(shù)。在試驗中，利用送進系統(tǒng)使壓力探頭以一定的速度經(jīng)過整個流場區(qū)域，獲得射流中心的駐點壓力。

圖5 水冷平頭皮托壓力探頭Fig.5 Water cooled flat head pitot pressure probe

1.2.4 表面溫度測量

圖6 模型表面測溫位置Fig.6 Temperature measurement position on model surface

試驗中，采用雙色高溫計[18]測試了模型的球頭駐點和錐身前端的表面溫度，雙色高溫計具體參數(shù)如表1所示。試驗中，高溫計自身的瞄準激光可方便地確定高溫計測點的位置，兩支高溫計的測試位置如圖6所示。

表1 LumaSense IGAR 12-LO型比色高溫計參數(shù)

1.3 流場條件

試驗研究采用出口直徑為60 mm的噴管，該試驗的狀態(tài)參數(shù)如表2所示。

表2 試驗狀態(tài)參數(shù)

1.4 試驗內(nèi)容

在超音速狀態(tài)下對銅質(zhì)水冷模型、純碳/碳材料模型的高溫流場電子數(shù)密度進行了測量，其中：銅制水冷模型，研究純空氣流場中的電子數(shù)密度分布；純碳/碳材料模型，研究相同來流條件下材料發(fā)生燒蝕后，燒蝕產(chǎn)物對流場電子數(shù)密度的影響。

2 結(jié)果分析

試驗過程中，銅制水冷模型開展了5次重復性實驗，純碳/碳材料模型采用了5個試樣進行重復性實驗，減小由于試樣發(fā)生燒蝕后外形變化對測試結(jié)果的影響。試驗過程中，朗繆爾探針測試的部分照片分別見圖7和圖8所示。

圖7 銅質(zhì)水冷模型及其與朗繆爾探針的相對位置Fig.7 Water cooling copper model and its position relative to Langmuir probe

圖8 純碳/碳材料模型及其與朗繆爾探針的相對位置Fig.8 Pure carbon/carbon material model and its position relative to Langmuir probe

為了獲取試驗?zāi)Ｐ驮跓g條件下流場的電子數(shù)密度，實驗過程中首先對模型表面溫度進行了測試，如圖9所示。由圖9可見：模型進入流場后其頭部溫度就達到了1 000 ℃，身部約在25 s超過了1 000 ℃；對于純碳/碳材料一般當溫度大于700 ℃時發(fā)生燒蝕[19]，因此純碳/碳材料模型進入風洞流場后，模型的頭部就開始發(fā)生燒蝕，模型的錐身部分在試驗過程中隨著溫度升高也逐漸發(fā)生燒蝕。

圖9 純碳/碳材料模型表面溫度Fig.9 Surface temperature of pure carbon/carbon material model

試驗前后對5個純碳/碳材料模型試樣的質(zhì)量進行了測試，從而獲得純碳/碳材料模型在試驗過程中的平均質(zhì)量燒蝕速率，試驗中其平均質(zhì)量燒蝕速率為0.03 g/s左右，如表3所示。

表3 純碳/碳材料模型的試驗結(jié)果

由于試驗中純碳/碳材料處于嚴重的燒蝕過程中，且頭部外形發(fā)生顯著變化(見圖10)，因此為了盡可能地減小模型的氣動外形變化對繞流流場中電子數(shù)密度的影響，考慮到純碳/碳材料的燒蝕時間較短，因此朗繆爾探針測試結(jié)果只取前120 s中多次測試數(shù)據(jù)的平均值；由于試樣不斷發(fā)生燒蝕和外形的變化，整個燒蝕過程中其表面溫度均未達到平衡，表3中各個試樣的溫度取停車前20 s的平均值。

圖10 純碳/碳材料模型燒蝕前后的表面狀態(tài)Fig.10 Surface states of pure carbon/carbon material model before and after ablation

試驗?zāi)Ｐ土鲌龅碾娮訑?shù)密度測試結(jié)果如表4所示，對于純碳/碳材料模型，試驗中測試了1號試樣和2號試樣距離表面3 mm位置的電子數(shù)密度，測試了3號試樣和4號試樣距離表面6 mm位置的電子數(shù)密度，測試了5號試樣距離表面9 mm位置的電子數(shù)密度。試驗結(jié)果分析可見：1)在距離模型表面3 mm和6 mm位置，純碳/碳模型試樣的燒蝕繞流流場的電子數(shù)密度均低于銅質(zhì)水冷模型相同位置的電子數(shù)密度；在距離表面9 mm的位置純碳/碳模型試樣與銅質(zhì)水冷模型的電子數(shù)密度相當。2)對于純碳/碳材料模型的燒蝕繞流流場，電子數(shù)密度隨著距離表面位置的增大而增大。3)對比純碳/碳模型的5個試樣結(jié)果，結(jié)合表3各試樣的燒蝕速率，可以發(fā)現(xiàn)純碳/碳材料模型發(fā)生燒蝕后的流場電子數(shù)密度均隨著質(zhì)量燒蝕速率的增加而減小，如圖11所示。

圖11 燒蝕情況對不同位置流場電子數(shù)密度的影響Fig.11 Influence of ablation on electron number density in different positions of flow field

同時，試驗中測試了距離銅質(zhì)水冷模型表面12 mm、15 mm的電子數(shù)密度，如表4所示。由表4可以看出，距離銅質(zhì)水冷模型表面12 mm和15 mm的電子數(shù)密度與距離其表面9 mm位置的電子數(shù)密度相當，且純碳/碳材料模型試樣燒蝕繞流流場距離試樣表面9 mm位置的電子數(shù)密度與銅質(zhì)水冷模型繞流流場距離表面9 mm位置的電子數(shù)密度相當。結(jié)合圖8中純碳/碳材料模型發(fā)生明顯燒蝕時繞流流場與探針相對位置的照片，以及圖11不同位置和燒蝕狀態(tài)下的流場電子數(shù)密度，可以認為：在距離試樣前端60 mm的位置，含燒蝕產(chǎn)物的繞流流場厚度在6～9 mm之間。

表4 流場電子數(shù)密度試驗結(jié)果

從高溫流場電子密度產(chǎn)生的物理本質(zhì)分析，流場中的電子密度主要由NO發(fā)生電離反應(yīng)產(chǎn)生，但是由于碳/碳燒蝕壁面的氧化反應(yīng)，消耗部分O原子生成CO，使得近壁面附近的NO濃度降低，因此使壁面附近的電子密度降低，并且由于燒蝕量增大，消耗的O原子更多，電子密度下降程度更大；而遠離壁面的流場受燒蝕影響較小，因此電子密度幾乎不受影響；并且燒蝕量越大，壁面附近燒蝕流場中的電子密度降低越多。

3 結(jié)論

本文采用高頻等離子體風洞研究了純碳/碳材料燒蝕對高溫流場的電子數(shù)密度的影響，試驗結(jié)果表明：

1) 當純碳/碳材料模型處于明顯的燒蝕狀態(tài)時，含有燒蝕產(chǎn)物的繞流流場的電子數(shù)密度低于銅質(zhì)水冷模型純空氣繞流流場的電子數(shù)密度。

2) 純碳/碳材料燒蝕后的流場電子數(shù)密度均隨著質(zhì)量燒蝕速率的增加而減小。

3) 純碳/碳材料燒蝕產(chǎn)物僅影響距離壁面一定距離流場的電子數(shù)密度，遠離壁面的流場中電子數(shù)密度與純空氣流場接近。

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