孔維萱，楊凱威，夏吝時(shí)，高瑩瑩，景 昭

（北京航天長征飛行器研究所，北京，100076）

0 引 言

熱防護(hù)設(shè)計(jì)是制約高速再入飛行器發(fā)展的關(guān)鍵技術(shù)之一。再入飛行器在前緣和局部凸起部位需要承受極強(qiáng)的氣動加熱，這種苛刻的熱環(huán)境對傳統(tǒng)熱防護(hù)結(jié)構(gòu)提出了嚴(yán)峻的挑戰(zhàn)。傳統(tǒng)的燒蝕型熱防護(hù)，在燒蝕過程中結(jié)構(gòu)氣動外形不斷發(fā)生變化，給氣動力的計(jì)算和飛行器的精確控制帶來很大困難，可重復(fù)使用性能差；隔熱型和對流冷卻型熱防護(hù)，針對局部超高溫的結(jié)構(gòu)效率很低，難以長時(shí)間承受局部高熱流。疏導(dǎo)式熱防護(hù)方式是有望突破高速再入航天系統(tǒng)熱防護(hù)瓶頸的重要手段，脈動熱管即是一種疏導(dǎo)式熱防護(hù)方式，將其與傳統(tǒng)燒蝕防熱材料相結(jié)合、布置在飛行器舵/翼前緣等位置，能夠有效提高熱防護(hù)效果、減小燒蝕帶來的外形變化、解決尖銳局部的熱防護(hù)問題，為未來高升阻比飛行器防熱設(shè)計(jì)提供了一種新的思路和方法。

脈動熱管是20 世紀(jì)90 年代由日本學(xué)者Akachi[1]提出的一種新型熱管。脈動熱管工質(zhì)在管內(nèi)形成氣液相間的柱塞，加熱段的氣泡或氣柱與管壁之間的液膜因受熱不斷蒸發(fā)，導(dǎo)致氣泡膨脹并推動氣-液柱塞流向冷凝端冷凝收縮，在冷、熱端之間形成壓差。氣-液柱塞的交錯(cuò)分布，在管內(nèi)產(chǎn)生強(qiáng)烈的往復(fù)震蕩，其震蕩頻率遠(yuǎn)高于傳統(tǒng)熱管內(nèi)的氣-液循環(huán)頻率，工質(zhì)與管壁間的對流換熱在強(qiáng)烈脈動流的作用下受到強(qiáng)化。

脈動熱管以其優(yōu)越的傳熱性能及結(jié)構(gòu)特點(diǎn)受到學(xué)者們的廣泛關(guān)注，目前已成功應(yīng)用到一些領(lǐng)域中，但其在航空航天領(lǐng)域的應(yīng)用仍有待研究及改進(jìn)。本文開展布置有脈動熱管的疏導(dǎo)式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)地面原理性試驗(yàn)，分析了兩種熱載荷條件下熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的熱疏導(dǎo)性能，并以此為依據(jù)獲得了脈動熱管疏導(dǎo)式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的等效設(shè)計(jì)參數(shù)，完成了疏導(dǎo)式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)在翼盒單元模型中的應(yīng)用性評價(jià)。

1 原理試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

疏導(dǎo)式熱防護(hù)試件為尖楔形結(jié)構(gòu)，由加熱段和散熱段兩部分組成。加熱段為前緣半徑R=5 mm、半楔角10°的尖劈，外層采用GH3128 的鎢鉬固溶強(qiáng)化鎳基合金、內(nèi)部布置脈動熱管。散熱段為加熱段內(nèi)部的脈動熱管外伸的冷端，管壁材料為316 不銹鋼，脈動熱管內(nèi)部充裝鈉鉀合金工質(zhì)，管壁布置有翅片強(qiáng)化散熱。將加熱段分為前緣的高溫區(qū)和大面積低溫區(qū)，試件區(qū)域劃分示意及實(shí)物照片如圖所示。

1.2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)在常壓石英燈設(shè)備上進(jìn)行，試驗(yàn)系統(tǒng)如圖2所示，由模塊化仿形石英燈加熱器、110 kW 電功率調(diào)節(jié)器（220V/500A）、風(fēng)冷降溫設(shè)備、溫度測量與控制系統(tǒng)[4]組成。針對金屬模型尖化前緣外形設(shè)計(jì)的仿形加熱器內(nèi)部采用特殊燈陣布局[3]，試驗(yàn)仿形石英燈燈陣如圖3 所示，可保證試驗(yàn)過程中到達(dá)尖前緣和大面積的輻射熱流密度具有一定的峰值和梯度分布。試驗(yàn)過程中，使用風(fēng)冷降溫設(shè)備對試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜕岫说某崞苓M(jìn)行強(qiáng)制風(fēng)冷，實(shí)測風(fēng)速為5 m/s。

圖1 原理試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.1 Diagram of Test Model

圖2 原理試驗(yàn)系統(tǒng)示意Fig.2 Diagram of Test System

熱流測試及正式試驗(yàn)的測點(diǎn)位置如圖4、表1 所示。加熱段分為前緣區(qū)和大面積區(qū)，測點(diǎn)分別為1#～3#和4#～8#，其中1#位于尖前緣中心、4#位于大面積中心。過渡段測點(diǎn)編號為9#～12#，其中9#和11#為加熱端出口、10#和12#為散熱端出口。散熱段測點(diǎn)為13#～42#，其中41#和42#位于頂端拐角處。

1.3 熱載荷條件

為了測量試件表面的輻射熱流密度，按照試驗(yàn)?zāi)Ｐ臀鼰岫纬叽缭O(shè)計(jì)加工了相同外形的熱流測試模型如圖4[4]，在模型表面對應(yīng)測點(diǎn)位置安裝了經(jīng)標(biāo)校的塞式熱流傳感器。使用110 kW 電功率調(diào)節(jié)器作為模塊化仿形石英燈加熱器的電功率輸入設(shè)備，采用快門式瞬態(tài)熱流測試方法對熱流測試模型按電壓間隔20 V 進(jìn)行了表面輻射熱流測試[5]。獲取了加熱器工作電壓在80～180 V 范圍內(nèi)的表面輻射熱流實(shí)測數(shù)據(jù)，表面輻射熱流的實(shí)測值及其與電壓對應(yīng)關(guān)系如圖5 所示。

圖5 原理試驗(yàn)輻射熱流-電壓值對應(yīng)曲線Fig.5 Thermal Load Voltage

由于石英燈加熱器具有良好的熱環(huán)境加載重復(fù)性，可以由輸出電壓換算獲得加載熱流值。對實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行了線性擬合，利用得到的擬合公式使用插值法得到了電功率調(diào)節(jié)器0～220 V 輸出范圍內(nèi)試件表面尖前緣1#和大面積4#測點(diǎn)對應(yīng)位置處的輻射熱流值，對應(yīng)工況1、工況2 的前緣和大面積熱載荷條件如圖6所示。

圖6 原理試驗(yàn)熱載荷曲線Fig.6 Thermal Load Heat Flux

1.4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

首先采用工況1 條件對試件進(jìn)行熱加載，0～200 s逐步增加控制電壓、熱載荷增至580 kW/m2，隨后保持該熱載荷超過1000 s，未采用風(fēng)冷降溫。工況1 條件下各測點(diǎn)溫度隨時(shí)間的變化曲線如圖7 所示，典型時(shí)刻不同測點(diǎn)之間的溫度變化如圖8 所示。

圖7 原理試驗(yàn)工況1 表面溫度隨時(shí)間的變化曲線Fig.7 Temperature Curves of Condition 1

圖8 原理試驗(yàn)工況1 不同時(shí)刻溫度分布情況Fig.8 Temperature Distribution of Condition 1

由圖7 可知，試驗(yàn)開始的前200 s 各測點(diǎn)表面溫度由室溫增至約400 ℃，之后的持續(xù)受熱條件下各測點(diǎn)溫度并未繼續(xù)增高、而是保持在600～700 ℃直至卸載（保持時(shí)間超過1000 s）。

圖8 能清晰地反應(yīng)疏導(dǎo)熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的啟動過程：160 s 時(shí)刻加熱、過渡及散熱各段存在明顯溫度差異；203～204 s 時(shí)刻、當(dāng)加熱段表面溫度達(dá)到528 ℃時(shí)，過渡及散熱各測點(diǎn)迅速達(dá)到與加熱段相同的溫度水平，說明疏導(dǎo)式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)部的脈動熱管啟動，工質(zhì)通過熱-壓轉(zhuǎn)換實(shí)現(xiàn)了熱流的高速傳遞，實(shí)現(xiàn)了試件各區(qū)域的溫度平衡；后續(xù)時(shí)間熱流持續(xù)加載，由于疏導(dǎo)式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)正常工作，試件加熱、過渡及散熱各段溫度差異小，表面溫度整體保持在較低水平，1255 s 時(shí)刻溫度約750 ℃。

完成工況1 試驗(yàn)后，進(jìn)行較高熱載的工況2 試驗(yàn)。工況2 熱載特點(diǎn)為：在200 s 之前熱流密度升至1000 kW/m2、并在之后保持至少1000 s，在試件散熱段設(shè)置風(fēng)冷設(shè)備強(qiáng)制散熱。工況2 條件下各測點(diǎn)溫度隨時(shí)間的變化曲線如圖9 所示，典型時(shí)刻不同測點(diǎn)之間的溫度變化如圖10 所示。經(jīng)過300 s 的熱流加載，當(dāng)加熱段溫度達(dá)到500 ℃時(shí)試件內(nèi)部脈動熱管啟動，試件加熱、過渡及散熱各段溫度達(dá)到基本平衡，試件各區(qū)溫度保持在500～600 ℃約500 s，之后隨著熱流密度的持續(xù)加載，試件表面溫度出現(xiàn)了持續(xù)增高，但即使此時(shí)試件各區(qū)仍保持了較好的溫度平衡。

圖9 原理試驗(yàn)工況2 表面溫度隨時(shí)間的變化曲線Fig.9 Temperature Curves of Condition 2

圖10 原理試驗(yàn)工況2 不同時(shí)刻溫度分布情況Fig.10 Temprature Distribution of Condition 2

在580 kW/m2和1000 kW/m2兩種熱流密度條件下，疏導(dǎo)熱防護(hù)結(jié)構(gòu)未發(fā)生工質(zhì)泄露及結(jié)構(gòu)破壞，試件內(nèi)部的脈動熱管均正常啟動并保持不少于1000 s 的持續(xù)工作，脈動熱管啟動溫度為550～600 ℃，借助脈動熱管工質(zhì)的熱-壓轉(zhuǎn)換機(jī)制，在試件冷-熱端之間實(shí)現(xiàn)了高效傳遞，疏導(dǎo)式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)表現(xiàn)了較好的熱疏導(dǎo)性能。

2 防熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

2.1 當(dāng)量設(shè)計(jì)參數(shù)

將疏導(dǎo)式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)應(yīng)用于熱防護(hù)設(shè)計(jì)，需要總結(jié)、歸納當(dāng)量設(shè)計(jì)參數(shù)。首先用等效熱阻的形式表示疏導(dǎo)式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的熱傳遞特征，其表達(dá)式可寫為

式中Thot，Tcold分別為加熱段和散熱段溫度；Q為熱流密度；L為熱流傳遞方向的當(dāng)量厚度；λ為熱導(dǎo)率。由此，等效熱導(dǎo)率可表示為

式中Twall為試驗(yàn)關(guān)注區(qū)域表面溫度。依據(jù)上述試驗(yàn)測得的溫度響應(yīng)數(shù)據(jù)，將等效熱導(dǎo)率寫成式（2）的形式，并表示為表面溫度的函數(shù)，圖11 和圖12 為等效熱導(dǎo)率關(guān)于不同變量的變化曲線，通過擬合獲得各特征段等效熱導(dǎo)率關(guān)于溫度的關(guān)系式如表2 所示。

圖11 壓減表面溫度、等效熱導(dǎo)率曲線Fig.11 Effective Thermal Conductivity

圖12 等效熱導(dǎo)率關(guān)于表面溫度的變化關(guān)系Fig.12 Effective Thermal Conductivity Varies with Temperature

表2 等效熱導(dǎo)率關(guān)于溫度的擬合關(guān)系式Tab.2 The Equations of Effective Thermal Conductivity

2.2 應(yīng)用效果評價(jià)

選取翼盒單元為典型結(jié)構(gòu)，分別針對是、否采用脈動熱管進(jìn)行疏導(dǎo)式熱防護(hù)兩種情況進(jìn)行三維溫度場模擬計(jì)算，以評價(jià)疏導(dǎo)式熱防護(hù)在典型結(jié)構(gòu)中的防熱性能。翼盒單元計(jì)算模型如圖13 所示，原始結(jié)構(gòu)及無疏導(dǎo)情況的翼盒結(jié)構(gòu)材料熱物性按碳化硅考慮，有疏導(dǎo)情況的翼盒結(jié)構(gòu)材料熱物性按表2 中公式給定。分別在翼盒前緣和迎風(fēng)面提熱流密度邊界條件，加載區(qū)域如圖13 所示，前緣及迎風(fēng)面的熱載荷隨時(shí)間的變化曲線如圖14 所示，熱流密度峰值分別為1900 kW/m2和770 kW/m2。

圖13 翼盒單元計(jì)算模型網(wǎng)格及載荷加載示意Fig.13 Mesh and Thermal Load of Wing Box Model

圖14 翼盒單元計(jì)算模型熱載荷曲線Fig.14 Thermal Load Curves of Wind Box Model

圖15 為有、無疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)在熱流峰值時(shí)刻的翼盒單元溫度分布計(jì)算結(jié)果，圖16 給出有、無疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)情況下迎、背風(fēng)關(guān)鍵點(diǎn)溫度隨時(shí)間的變化曲線。

圖15 翼盒單元有、無疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)熱流峰值時(shí)刻溫度分布Fig.15 Temperature Distribution of Wing Box Model

圖16 翼盒單元典型位置有、無疏導(dǎo)溫度變化曲線對比Fig.16 Temperature Curves of Wing Box Model

由圖15 可知，在采用疏導(dǎo)式熱防護(hù)后，翼盒單元內(nèi)部工字梁區(qū)域溫度整體提高、翼前緣蒙皮與工字梁連接區(qū)域溫度由原來的2083 ℃降低至1563 ℃、迎背風(fēng)監(jiān)測點(diǎn)溫差由原來的1268 ℃降低至507 ℃。由此可見，在1000～2000 kW/m2熱流條件下，在翼盒單元結(jié)構(gòu)中采用布置脈動熱管的疏導(dǎo)式熱防護(hù)，能夠有效將翼前緣和迎風(fēng)面等高熱載區(qū)域的熱量疏導(dǎo)至背風(fēng)面區(qū)域，有效降低結(jié)構(gòu)最高溫度，疏導(dǎo)熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的熱疏導(dǎo)特性及熱防護(hù)效果在翼盒結(jié)構(gòu)的熱防護(hù)設(shè)計(jì)中極具意義。

3 結(jié) 論

a）完成了具有尖楔外形的疏導(dǎo)式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)原理性地面試驗(yàn)，在580 kW/m2和1000 kW/m2兩種熱流密度條件下，布置有脈動熱管的疏導(dǎo)式熱防護(hù)試件正常啟動并保持正常工作不少于1000 s，試驗(yàn)獲得了加熱、過渡及散熱各段的溫度測量數(shù)據(jù)。

b）疏導(dǎo)式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)部的脈動熱管啟動溫度為550～600 ℃，在580 kW/m2持續(xù)熱流條件下，脈動熱管具有較好的熱疏導(dǎo)性能，試件達(dá)到熱平衡、試件各區(qū)域保持良好的等溫性；在1000 kW/m2持續(xù)熱流條件下，脈動熱管仍能正常工作、試件各區(qū)域溫度差異小，但試件熱平衡被破壞、隨著時(shí)間的推移表面溫度逐漸升高。

c）依據(jù)疏導(dǎo)式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的地面試驗(yàn)結(jié)果，對結(jié)構(gòu)的等效熱物性進(jìn)行了擬合，獲得了不同特征階段等效熱導(dǎo)率關(guān)于溫度的變化關(guān)系式，穩(wěn)定段結(jié)構(gòu)等效熱導(dǎo)率達(dá)1500 kW/(m·K)。

d）采用等效熱導(dǎo)率對翼盒單元的三維溫度場模擬分析，驗(yàn)證了布置疏導(dǎo)式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的防熱效果，在1000～2000 kW/m2熱流條件下，采用疏導(dǎo)式熱防護(hù)后的翼盒單元局部最高溫度降低24.96%、冷-熱端溫差降低60.02%，顯著提高了翼盒單元在局部高熱條件下的服役能力。