隆永勝，袁竭，趙順洪，楊斌，朱新新

中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心 超高速空氣動(dòng)力研究所，綿陽(yáng) 621000

0 引 言

高超聲速飛行器在大氣層內(nèi)飛行，其熱環(huán)境極其嚴(yán)酷，防熱材料及熱結(jié)構(gòu)需承受極大的熱力載荷，尤其是飛行器前體、進(jìn)氣道壓縮面、發(fā)動(dòng)機(jī)唇口、舵翼等因局部熱流高、溫度梯度大、噪聲、振動(dòng)等造成熱力耦合失效的風(fēng)險(xiǎn)極大，因此，必須在地面開展相應(yīng)的考核試驗(yàn)[1-4]。電弧風(fēng)洞[5-6]是當(dāng)前能夠在地面近似模擬飛行熱環(huán)境參數(shù)（焓值、熱流、壓力、氣體組分等）的試驗(yàn)設(shè)備，但電弧風(fēng)洞的功率有限，即使是50 MW量級(jí)的設(shè)備也僅能模擬考核飛行器的局部構(gòu)件。因此，通常截取飛行器典型部位置于電弧風(fēng)洞中進(jìn)行試驗(yàn)，如平板類部件一般采用矩形或半橢圓噴管直邊與試驗(yàn)件對(duì)接，讓噴管的超聲速氣流直接過(guò)渡到平板試驗(yàn)件上進(jìn)行試驗(yàn)考核[7-10]，如圖1所示。

圖1 平板試驗(yàn)技術(shù)Fig.1 Plate test technology

目前矩形或半橢圓噴管的壁面通常為夾層水冷結(jié)構(gòu)。由于噴管喉道處熱流很高，一般采用紫銅或銅合金材料制作并對(duì)其進(jìn)行強(qiáng)制冷卻，這會(huì)導(dǎo)致近壁面氣流焓值降低。如果噴管擴(kuò)張段采用水冷壁，將會(huì)造成試驗(yàn)件表面氣流恢復(fù)焓降低，使風(fēng)洞試驗(yàn)考核與真實(shí)飛行之間存在顯著差距。如式（1）、（2）所示，高溫氣流對(duì)模型壁面產(chǎn)生的熱流為：

式中：q為熱流，a為 對(duì)流換熱系數(shù)，hr為氣流恢復(fù)焓，hw為 壁面焓，he為 氣流靜焓，v為氣流速度，r為恢復(fù)系數(shù)。

在噴管壁面水冷的條件下，氣流的靜焓降低，而在噴管壁面隔熱的條件下，噴管壁面溫度升高，減少了焓降，這與飛行器防熱材料表面高溫氣體流動(dòng)相似。研究噴管冷壁及熱壁對(duì)試驗(yàn)件考核的影響，縮小“天地”差距，對(duì)防熱系統(tǒng)的精確考核和精細(xì)設(shè)計(jì)具有重要的意義。

目前，世界上擁有電弧風(fēng)洞的機(jī)構(gòu)較少，噴管焓降的相關(guān)研究更少。美國(guó)NASA Ames中心60 MW電弧風(fēng)洞（IHF）配套了隔熱底面設(shè)計(jì)的半橢圓噴管，在噴管底邊出口950 mm長(zhǎng)度范圍內(nèi)鋪設(shè)了高密度碳化硅陶瓷耐高溫材料，以減少高焓試驗(yàn)時(shí)的氣流焓降，提高模擬的真實(shí)程度，但至今尚未開展電弧風(fēng)洞噴管壁溫對(duì)平板試驗(yàn)的影響研究[5]。本文通過(guò)研制隔熱半橢圓噴管，近似模擬飛行條件下的熱壁條件和邊界層剖面。在中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心（CARDC）FD–15B電弧風(fēng)洞不同試驗(yàn)狀態(tài)下，使噴管壁面達(dá)到不同的溫度，對(duì)測(cè)試模型表面冷壁熱流、絕熱模型平衡溫度以及噴管出口近邊界層氣流溫度進(jìn)行測(cè)試分析，以獲得噴管不同壁溫對(duì)平板試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷臒嵊绊憽?/p>

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)在CARDC的FD–15B電弧風(fēng)洞中進(jìn)行。采用電弧風(fēng)洞半橢圓噴管平板試驗(yàn)技術(shù)[11]，被電弧加熱的高溫氣流，經(jīng)轉(zhuǎn)接段和半橢圓噴管加速后進(jìn)入試驗(yàn)段；在半橢圓噴管底邊放置平板試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，使噴管直邊的附面層光滑地過(guò)渡到平板模型。隔熱半橢圓喉道半軸尺寸為30 mm × 41 mm，噴管出口半軸尺寸為167 mm × 90 mm，名義馬赫數(shù)為4。如圖2所示，噴管分為喉道段和擴(kuò)張段。為了防止喉道段高熱流部分被高溫氣流損壞，采用水冷壁結(jié)構(gòu)；但在噴管擴(kuò)張段，熱流大幅度下降，若采用常規(guī)的冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，將導(dǎo)致氣流總焓下降過(guò)大。對(duì)于噴管擴(kuò)張段，本文采用4層結(jié)構(gòu)，包括防熱板、隔熱板、水冷板和結(jié)構(gòu)基體。防熱板采用耐高溫材料鈮鎢合金制作，長(zhǎng)度為334 mm，厚度為10 mm；隔熱板采用氧化鋁陶瓷纖維板制作，厚度為25 mm。

圖2 隔熱半橢圓噴管Fig.2 Thermal insulation semi-elliptical nozzle

噴管底板經(jīng)過(guò)防熱、隔熱處理，隔熱板后的溫度較低，傳到水冷板的熱量也較少。因此，水冷板的主要作用是防止基體結(jié)構(gòu)受熱變形。

1.2 測(cè)試方法

為了準(zhǔn)確測(cè)試試驗(yàn)的來(lái)流總焓，低溫（＜2 000 K）時(shí)一般采用總溫探針?lè)ǎ粶囟雀哂诳倻靥结槣y(cè)試上限時(shí)，用駐點(diǎn)熱流和駐點(diǎn)壓力探針測(cè)量駐點(diǎn)熱流和壓力，采用Fay-Riddell公式[12]間接計(jì)算來(lái)流總焓（簡(jiǎn)稱“F–R探針?lè)ā保?。F–R探針?lè)ǖ膬煞N探針均安裝在風(fēng)洞旋轉(zhuǎn)支架上輪流進(jìn)行掃描測(cè)試。熱流測(cè)試模型、溫度測(cè)試模型安裝在橫向送進(jìn)機(jī)構(gòu)上，如圖3所示。

圖3 風(fēng)洞測(cè)試裝置布局Fig.3 Test equipment layout in wind tunnel

流場(chǎng)核心區(qū)的總溫探針（帶滯止室）如圖4所示，探針有2個(gè)相距10 mm的分支測(cè)點(diǎn)A、B，測(cè)點(diǎn)與噴管底邊均距離20 mm，感溫元件為Ir–IrRh40熱電偶。該結(jié)構(gòu)的總溫探針由航空工業(yè)北京長(zhǎng)城計(jì)量測(cè)試技術(shù)研究所熱風(fēng)洞標(biāo)定[13]。本次試驗(yàn)的總溫探針在1 500～1 900 K的平均標(biāo)準(zhǔn)不確定度為10.3。

圖4 氣流溫度測(cè)試探針測(cè)點(diǎn)分布Fig.4 Distribution of gas temperature probes

為研究不同噴管壁面溫度對(duì)噴管出口近壁面氣流總溫的影響，使用近壁面氣流溫度測(cè)試探針。設(shè)置#1～#4共4個(gè)探針，每個(gè)探針測(cè)點(diǎn)間隔5 mm，如圖4所示。溫度傳感器為直徑1.5 mm的K型接殼型熱電偶。測(cè)試探針通過(guò)風(fēng)洞橫向送進(jìn)支架送入流場(chǎng)。

為了研究不同噴管壁面溫度對(duì)噴管出口平板試驗(yàn)?zāi)Ｐ捅砻胬浔跓崃鞯挠绊?，在冷壁熱流平板測(cè)試模型上布置小型水冷戈登計(jì)（探頭直徑為4.5 mm），如圖5左圖所示，可長(zhǎng)時(shí)間測(cè)試壁面熱流。F–R探針駐點(diǎn)及冷壁熱流平板測(cè)試模型上的戈登計(jì)均由弧光燈標(biāo)定系統(tǒng)標(biāo)定[14]，標(biāo)定后重復(fù)性精度在1%以內(nèi)。冷壁熱流平板測(cè)試模型尺寸為100 mm × 100 mm，與半橢圓噴管底邊平齊連接，迎角為0°。測(cè)點(diǎn)布置如圖5右圖所示，測(cè)點(diǎn)1～7為熱流測(cè)點(diǎn)， P 1、P2為壓力測(cè)點(diǎn)。

圖5 水冷戈登計(jì)及冷壁熱流測(cè)點(diǎn)Fig.5 Gardon gaging points distribution and heat flux

在噴管防熱板背面采用K型熱電偶進(jìn)行背溫測(cè)試，分析防熱板受熱情況，并監(jiān)測(cè)工作溫度是否超過(guò)許用溫度。隔熱平板測(cè)溫模型尺寸為100 mm ×100 mm，厚2 mm，表面帶高發(fā)射率黑色涂層，以便使用IGAR 12–LO比色高溫計(jì)測(cè)試表面溫度，測(cè)點(diǎn)位置為圖5的測(cè)點(diǎn)3，比色高溫計(jì)的測(cè)試精度為讀數(shù)的0.5% ± 1 ℃。如圖6所示，為減少傳熱，模型四周留有隔熱縫，背面采用氣凝膠材料隔熱，以鋼絲拉緊固定。不銹鋼板背面焊接K型熱電偶，其測(cè)試精度為 ± 0.75%T（T為熱電偶的實(shí)測(cè)溫度值）。背面溫度測(cè)點(diǎn)與冷壁熱流平板測(cè)試模型的2、3、4、6、P2測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)。試驗(yàn)時(shí)，冷壁熱流平板測(cè)試模型與隔熱平板測(cè)溫模型依次被送至流場(chǎng)的相同位置，上表面與噴管底邊平齊。改變電弧風(fēng)洞試驗(yàn)狀態(tài)，獲得冷壁熱流及隔熱平板模型背面平衡溫度進(jìn)行對(duì)比分析。

圖6 隔熱平板測(cè)溫模型Fig.6 Thermal insulation plate model for temperature measurement

為減少不同車次試驗(yàn)運(yùn)行參數(shù)誤差對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，在同一車次完成流場(chǎng)總溫、駐點(diǎn)壓力、冷壁熱流、表面壓力等參數(shù)測(cè)試。

1.3 試驗(yàn)狀態(tài)

表1為電弧風(fēng)洞試驗(yàn)狀態(tài)參數(shù)，狀態(tài)1、2的總焓由總溫探針測(cè)得，狀態(tài)3的總焓較高，使用F–R探針?lè)ǐ@得。表中數(shù)據(jù)為3次試驗(yàn)的平均值。

表1 電弧風(fēng)洞試驗(yàn)狀態(tài)參數(shù)Table 1 Average values of test parameters in arc-heated wind tunnel

電弧風(fēng)洞同一車次總溫探針測(cè)試的溫度數(shù)據(jù)如圖7所示，T11、T12為狀態(tài)1的A、B兩個(gè)分支測(cè)點(diǎn)，T21、T22為狀態(tài)2的A、B兩個(gè)分支測(cè)點(diǎn)。由圖7可知，當(dāng)探針達(dá)到穩(wěn)定時(shí)，流場(chǎng)的總溫波動(dòng)很小，兩支熱電偶的測(cè)試值相差均小于1%。狀態(tài)3的焓值由駐點(diǎn)熱流和駐點(diǎn)壓力探針間接測(cè)得，根據(jù)試驗(yàn)驗(yàn)證，同一次試驗(yàn)測(cè)試的波動(dòng)也小于1%，因此設(shè)備運(yùn)行參數(shù)的影響均較小。

圖7 總溫探針測(cè)試曲線Fig.7 Curves of total temperature

2 結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)結(jié)果分析

噴管防熱板背面特征點(diǎn)隨電弧風(fēng)洞運(yùn)行時(shí)間的溫升曲線如圖8所示，在試驗(yàn)狀態(tài)1，100 s后上升斜率變小，200 s后溫度趨于平衡，其他測(cè)點(diǎn)情況類似。在噴管壁面不同平衡溫度條件下，對(duì)噴管出口近壁面氣流總溫、測(cè)試模型表面冷壁熱流、隔熱模型平板平衡溫度的影響進(jìn)行測(cè)試。噴管壁面溫度對(duì)模型表面冷壁熱流的影響如圖9和表2所示，所有數(shù)值均為3次試驗(yàn)的平均值。圖中r1–1為狀態(tài)1第1個(gè)測(cè)點(diǎn)的冷壁熱流，r2–1為狀態(tài)2第1個(gè)測(cè)點(diǎn)的冷壁熱流，依此類推。在不同時(shí)刻將裝有戈登計(jì)的測(cè)試模型送入流場(chǎng)，戈登計(jì)單次測(cè)試時(shí)間為7 s，可獲得穩(wěn)態(tài)冷壁熱流。在試驗(yàn)150 s后，冷壁熱流上升不明顯，基本保持平衡。狀態(tài)3焓值較高，在100 s時(shí)溫度已超過(guò)1 000 K，但尚未達(dá)到平衡；由于防熱板承受溫度能力有限，因此僅測(cè)試了100 s時(shí)的冷壁熱流。

表2 不同總焓及防熱板溫度下的表面冷壁熱流Table 2 Heat flux on cold wall with different total enthalpies and plate temperatures

圖8 噴管背面測(cè)點(diǎn)溫升曲線Fig.8 Nozzle back wall temperature-time curve

圖9 不同狀態(tài)下模型冷壁熱流變化Fig.9 Variation of heat flux under different conditions

從圖9中可以看到狀態(tài)1、2、3下冷壁熱流隨噴管壁溫增加的情況：冷壁熱流增加了4.7%～15.0%，隨著來(lái)流總焓增大，熱流增量變小。噴管壁面溫度上升到一定程度后，冷壁熱流基本保持不變，這是因?yàn)楸诿孢_(dá)到一定溫度后，邊界層氣流與壁面溫差減小，熱損失減小，測(cè)試板熱流不再大幅隨壁面溫度上升。

噴管壁面溫度對(duì)近壁氣流總溫的影響如圖10和表3所示，圖中T1–0為狀態(tài)1噴管冷壁溫度，T1–1為狀態(tài) 1熱壁溫度，T2–0為狀態(tài) 2冷壁溫度，T2–1為狀態(tài)2熱壁溫度。風(fēng)洞運(yùn)行不同時(shí)間，噴管壁面溫度不同，分別在風(fēng)洞運(yùn)行7 s和140 s時(shí)將近壁面總溫排架送入流場(chǎng)，測(cè)試近壁氣流總溫的變化。風(fēng)洞運(yùn)行7 s時(shí)，噴管壁面溫升小，近似為冷壁；140 s時(shí)，溫升基本達(dá)到平衡。由表3可知，試驗(yàn)狀態(tài)氣流總焓越高，冷/熱壁條件下氣流總溫溫差相差越大。

圖10 近壁面氣流總溫變化Fig.10 Variation of total air temperature near wall

表3 近壁面氣流總溫變化Table 3 Variation of total air temperature near wall

隔熱平板測(cè)溫模型的平均溫度對(duì)比如表4所示，其中，噴管防熱板壁面近似熱平衡時(shí)，隔熱平板測(cè)溫模型正面比色高溫計(jì)溫度為T1，背面5個(gè)熱電偶測(cè)點(diǎn)的平均溫度為Tb1；冷壁時(shí)（即擴(kuò)張段采用水冷卻壁面）隔熱平板測(cè)溫模型正面比色高溫計(jì)溫度為T2，背面5個(gè)測(cè)點(diǎn)的平均溫度為Tb2。來(lái)流焓值越高，溫差越大。根據(jù)本文的隔熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，焓值在1.00～2.55 MJ/kg范圍內(nèi)，噴管冷卻對(duì)防熱試驗(yàn)?zāi)Ｐ捅砻嫫胶鉁囟鹊挠绊懺?%以內(nèi)。

表4 隔熱平板測(cè)溫模型平均溫度對(duì)比Table 4 Comparison of average temperature on stainless-steel plate

2.2 數(shù)值模擬分析

由于試驗(yàn)狀態(tài)焓值不高，采用FLUENT軟件進(jìn)行計(jì)算，選用k-ω模型，防熱板、隔熱板與氣流耦合傳熱。采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分計(jì)算模型，網(wǎng)格總數(shù)為886 129。邊界層加密，并基于壁面參數(shù)的網(wǎng)格雷諾數(shù)準(zhǔn)則控制第一層網(wǎng)格的高度，邊界層網(wǎng)格的雷諾數(shù)小于100。考慮了網(wǎng)格數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果的收斂和影響，依據(jù)殘差值判定收斂性。該算例的殘差值均控制在10-6以下且殘差不再跳動(dòng)時(shí)，判定為收斂。最終網(wǎng)格如圖11所示。

圖11 計(jì)算網(wǎng)格Fig.11 Simulation grid

數(shù)值模擬了狀態(tài)2下壁溫對(duì)冷壁熱流及附面層的影響尺度范圍和百分比，分析了焓降大小。由于試驗(yàn)獲得的溫度測(cè)試結(jié)果是單點(diǎn)的，防熱板上溫度分布不均，因此進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理，對(duì)平均冷壁溫度為300和500 K的情況進(jìn)行分析。

圖12為噴管防熱板取等溫壁邊界條件時(shí)冷壁熱流和近壁面氣流總溫的計(jì)算對(duì)比圖。從圖中可看出：測(cè)試模型的熱流在噴管防熱板熱壁時(shí)增大7%～9%，氣流總溫在距離噴管壁面0～10 mm范圍內(nèi)最大差值為6%，且最大差值產(chǎn)生于近壁面5 mm以內(nèi)。

圖12 噴管壁面溫度對(duì)模型熱流及近壁氣流總溫影響Fig.12 Influence of nozzle wall temperature on heat flux and total air temperature near nozzle wall

由于噴管喉道及后部采用水冷銅制造，對(duì)高溫氣流有冷卻效果，因此焓值有所下降。噴管擴(kuò)張段數(shù)值計(jì)算結(jié)果（圖13）表明：噴管防熱板前端絕熱溫度受噴管喉道段冷卻壁面影響而下降，與冷卻部位連接處溫度最低，絕熱溫度沿流向逐漸上升，最后達(dá)到絕熱溫度穩(wěn)定值。

圖13 數(shù)值模擬恢復(fù)溫度Fig.13 Recovery temperature calculated by numerical simulation

表5為對(duì)試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果的分析。采用本文設(shè)計(jì)的防熱板結(jié)構(gòu)后，與理想絕熱條件相比，隔熱平板測(cè)溫模型表面測(cè)試溫度和近壁面氣流測(cè)試溫度的焓值下降均小于5%。

表5 焓值降低量Table 5 Decrease of enthalpy

3 結(jié) 論

為了研究噴管壁面溫度對(duì)平板試驗(yàn)的影響，設(shè)計(jì)了具有防/隔熱壁面的噴管，研究了不同噴管壁面溫度對(duì)噴管出口近壁面氣流總溫、模型表面冷壁熱流、模型表面溫度的影響。研究表明：使用本文研制的防/隔熱噴管，氣流總焓在1.00～2.55 MJ/kg范圍內(nèi)，噴管防熱板受熱溫度上升后，噴管出口處測(cè)試模型的熱流比冷壁面增加4.7%～15.0%，且隨著來(lái)流總焓增大，該熱流增量相對(duì)變小。

在上述噴管及試驗(yàn)條件下，近壁面氣流總溫隨噴管壁面溫度升高而升高0.7%～19.0%，總焓越高，冷、熱壁條件下近壁面氣流總溫溫差越大。噴管防熱板熱壁和冷壁時(shí)，噴管出口處的不銹鋼隔熱平板模型表面及背面平均溫差在5%以內(nèi)。與理想絕熱條件相比，隔熱平板測(cè)溫模型表面測(cè)試溫度和近壁面氣流總溫的焓值下降均小于5%。

以上結(jié)果表明：對(duì)于電弧風(fēng)洞噴管直連平板的材料及熱結(jié)構(gòu)考核試驗(yàn)，需要考慮噴管壁面冷卻對(duì)考核結(jié)果帶來(lái)的影響，并相應(yīng)提高來(lái)流總焓或采取防隔熱措施，以減小或消除平板模型表面由于恢復(fù)焓降低導(dǎo)致試驗(yàn)狀態(tài)熱流等偏低對(duì)考核結(jié)果的影響。