大型結冰風洞熱流場符合性驗證

郭向東, 張平濤, 趙獻禮, 楊升科, 林 偉

(中國空氣動力研究與發展中心 結冰與防除冰重點實驗室, 四川 綿陽 621000)

0 引 言

當飛機在云層中飛行時，云層中的過冷水滴會在飛機表面產生結冰現象，破壞其氣動外形，影響氣動性能，嚴重威脅飛行安全[1-2]。鑒于飛機結冰的嚴重危害，民用航空適航規章要求制造商通過結冰防護等手段，確保飛機在結冰氣象條件下的飛行安全。結冰風洞試驗是目前重要的飛機結冰適航審定手段，已經

廣泛應用于飛機適航審定實踐[3]。

為表明結冰風洞具備開展結冰適航審定試驗的能力，結冰風洞必須開展全面的流場品質評估，驗證其流場品質符合結冰風洞適航應用的要求(需要指出的是：盡管民用航空適航規章并未直接對結冰風洞提出審定要求，但在飛機適航取證前，結冰風洞試驗能力必須得到適航審定方的認可，因此結冰風洞仍需滿足適航應用的相關要求)，熱流場品質是其中一項重要的驗證內容。近年來，隨著國內大型結冰風洞——3 m×2 m結冰風洞——的建成[4]、國產C919客機完成首飛并全面進入適航取證階段，在C919客機適航取證的需求牽引下，結冰風洞流場符合性研究成為目前國內大型結冰風洞適航應用領域內的研究熱點，其中熱流場符合性是相關研究的重要內容。

針對結冰風洞熱流場，世界上主要結冰風洞均開展了相關研究。為改善熱流場品質，美國NASA Glenn IRT結冰風洞對制冷系統進行了多次升級改造[5-11]，建立了系統的熱流場品質評估方法，開展了多期熱流場品質評估試驗，試驗結果不僅為制冷系統升級改造提供了數據支撐和改造思路，還為該風洞的適航應用提供了支撐。作為目前國際上尺寸最大、性能最完善的結冰風洞之一，意大利CIRA IWT結冰風洞[12]也發展了配套的熱流場校測設備和方法，開展了全面的熱流場校測[13]，為該風洞的適航應用奠定了基礎。此外，美國波音BRAIT結冰風洞和Cox結冰風洞均開展了熱流場品質評估試驗[14-15]，試驗結果支撐了這些風洞的適航應用。國內目前尚未開展系統的大型結冰風洞熱流場符合性驗證研究，3 m×2 m結冰風洞缺乏適航應用的基礎。

本文建立了結冰風洞熱流場符合性驗證方法，針對3 m×2 m結冰風洞主試驗段構型，開展了熱流場符合性驗證試驗，考察了試驗段氣流總溫、試驗段氣流速度和噴嘴干空氣射流對熱流場空間均勻性和時間穩定性的影響，獲得了試驗段氣流總溫修正關系，形成了3 m×2 m結冰風洞主試驗段熱流場控制包線，為其適航應用奠定了基礎。

1 3 m×2 m結冰風洞簡介

中國空氣動力研究與發展中心3 m×2 m結冰風洞是一座閉口回流式高亞聲速風洞(圖1)，主要包括結冰噴霧系統、制冷系統、高度模擬系統和風機動力系統。結冰噴霧系統利用噴霧耙和噴嘴產生結冰云霧，其中噴霧耙安裝于穩定段蜂窩器下游、收縮段入口位置，共20排，每排設置50個噴嘴安裝位置，共計安裝1000個噴嘴。制冷系統采用液氨作為制冷媒介，通過熱交換器換熱，控制氣流溫度，制冷系統最大功率約為11 MW。該風洞擁有3個可更換試驗段，分別為主試驗段、次試驗段和高速試驗段(各試驗段尺寸見表1)。本文僅針對主試驗段構型開展熱流場符合性驗證研究。

結冰風洞的總溫探針為四線制PT-100鉑電阻總溫探針，探針溫度測量范圍為-50 ℃～50 ℃，精度為±0.2 ℃。8根總溫探針安裝于熱交換器出口處，分別測量熱交換器8個模塊出口中心處的氣流總溫，探針位置如圖2所示。

圖2 結冰風洞總溫探針安裝位置示意圖

2 結冰風洞熱流場符合性驗證方法

圖3為結冰風洞熱流場符合性驗證方法流程圖，主要包括試驗標準、試驗內容、試驗儀器、試驗方法和數據處理等5部分內容，本節分別進行介紹。

圖3 結冰風洞熱流場符合性驗證方法流程圖

2.1 試驗標準及內容

目前，國際上普遍依據國際自動機工程師學會(SAE International)發布的標準文件Calibrationandacceptanceoficingwindtunnels(SAE ARP 5905-2003)驗證結冰風洞流場符合性[16]。該文件明確給出了結冰風洞在適航應用中需要滿足的流場品質指標，其中的熱流場品質指標如表2所示。表中針對氣流靜溫，分別給出了測試設備最大不確定度、空間均勻性和時間穩定性等3個符合性指標。本文依據SAE ARP 5905-2003標準，以氣流總溫為試驗對象，開展熱流場符合性研究。需要指出的是：由于氣流總溫可通過總溫探針直接測量得到，進而可以根據氣流速度計算得到氣流靜溫，因此本文選擇氣流總溫作為試驗對象，更具有代表性。

表2 結冰風洞熱流場品質指標

2.2 試驗儀器

采用總溫探針和溫度格柵裝置測量試驗段內的氣流總溫，如圖4所示。

總溫探針為四線制PT-1000鉑電阻總溫探針，如圖4(a)所示，探針長100 mm、外徑6 mm，溫度測量范圍為-50 ℃～50 ℃，精度為±0.2 ℃。試驗前對總溫探針進行標定[8]，獲得了總溫恢復系數，在馬赫數0～0.6范圍內，探針恢復率范圍為0.994～1。

圖4 總溫探針和溫度格柵

溫度格柵裝置由7個垂直柵條和4個水平柵條組成，如圖4(b)所示。垂直柵條厚20 mm、寬100 mm，柵條間距為375 mm。

垂直柵條前緣設置7個探針安裝孔，如圖5所示。圖中x軸從試驗段左壁(沿流向左側為左壁)指向右壁，y軸從試驗段下壁面指向上壁面。試驗段內共設置49個測點，其中紅點表示試驗段中心線處測點，測點的橫向(x方向)、縱向(y方向)間距分別為375和250 mm，覆蓋75%橫縱向試驗段區域。

圖5 溫度格柵測點位置矩陣

2.3 試驗方法及數據處理

氣流總溫試驗工況如表3所示，表中給出了試驗段名義總溫(Tt)、試驗段名義氣流速度(vTS)、噴嘴噴氣壓力(pa)和噴霧耙入口干空氣溫度(Ta)的試驗參數。為防止噴霧系統在低溫環境下損壞，應保持熱氣在噴霧耙內持續流動以維持耙內溫度，因此最小噴氣氣壓選擇0.03 MPa。

表3 溫度場校測工況Table 3 Test conditions of airflow total temperature measurement

試驗時，當氣流參數穩定后，同時采集試驗段和風洞氣流總溫數據，各測點參數采樣時間為60 s，采樣頻率1 Hz。

在試驗示范的跟蹤過程中，云天化產品示范田的冬棗長勢旺盛，中期表現出掛果多，果實品相好，樹體健壯；采收期冬棗色澤好，果形均勻，畸形果少，口感佳。示范田畝增產82.4kg，畝增收10075.2元，給農戶帶來的一定的經濟效益。通過試驗示范，云天化“滴灌二銨”和“大量元素水溶肥”系列肥料得到了種植戶的認可。

試驗后，對試驗段氣流總溫數據進行總溫恢復系數修正，獲得當地氣流總溫Tt,local：

(1)

式中，Tt,probe為總溫探針測量總溫(單位為 ℃)，Rr為探針總溫恢復率。

氣流總溫空間分布和時間分布以試驗段中心線處氣流總溫Ttc,TS為基準，采用氣流總溫空間偏差ΔTt,S和時間偏差ΔTt,T表征：

(2)

式中：下標mt表示時間平均，Tt,TS為試驗段各測量點處氣流總溫。進而采用總溫空間偏差和時間偏差的標準差(σ(ΔTt,S)、σ(ΔTt,T))以及最大絕對值(|ΔTt,S|max和|ΔTt,T|max)評估試驗段內氣流總溫的空間均勻性和試驗段中心處的時間穩定性。

最后，利用試驗段中心線處的氣流總溫Ttc,TS與風洞測量氣流總溫Tt,WT，獲得試驗段總溫修正關系：

Ttc,TS=KTt(Tt,WT)

(3)

3 試驗結果與分析討論

3.1 氣流總溫

3.1.1 氣流總溫的空間均勻性

為評估試驗段氣流總溫的空間均勻性，圖6給出了試驗段氣流總溫空間分布云圖，包括40、80、120和140 m/s的氣流速度條件下，氣流總溫0 ℃、-5 ℃和-20 ℃對應的典型試驗結果(噴嘴氣壓均為0.03 MPa)。圖中，紅色虛線框表示模型區，范圍為-750 mm≤x≤750 mm、-500 mm≤y≤500 mm?？梢钥闯觯弘S著試驗段氣流總溫和氣流速度的降低，試驗段上下壁面附近逐漸出現總溫偏差超過1 ℃的非均勻峰值區域，且非均勻峰值區域不斷向模型區內部發展，特別是在140 m/s工況下，非均勻峰值區域已經發展到模型區的內部核心區域。由此可見，基于目前的制冷系統性能，降低試驗段氣流總溫和提高試驗段氣流速度均會減弱試驗段內熱流場的空間均勻性。

圖6 試驗段氣流總溫空間分布云圖

為進一步定量評估試驗段熱流場的空間均勻性，圖7給出了試驗段模型區內的氣流總溫空間偏差標準差和最大絕對值。圖中黑色虛線表示氣流總溫空間均勻性指標(見表2)?？梢钥闯觯涸诟鞴r下，氣流總溫空間偏差標準差均滿足空間均勻性指標要求，且在40～120 m/s、-20 ℃～0 ℃工況范圍內標準差一致性較好，均小于0.6 ℃；隨著試驗段氣流速度增大及氣流總溫降低，氣流總溫空間偏差最大絕對值整體增大，且逐漸超出標準范圍，這與試驗段上下壁面附近的非均勻峰值區域發展擴大相對應。在40、80和120 m/s條件下，非均勻峰值區主要集中于模型區邊界處(如圖6所示)，當氣流總溫高于-20 ℃后，溫度偏差最大絕對值均小于1.5 ℃；但在140 m/s條件下，當溫度低于-5 ℃后，非均勻峰值區發展擴大至模型區核心區域，溫度偏差峰值整體增大(普遍超過1.5 ℃)；此外，噴嘴干空氣射流對氣流總溫空間均勻性并無顯著影響。由此可見，模型區內氣流總溫空間均勻性在大部分范圍內均滿足指標要求，其中40 ～120 m/s、-20 ℃～0 ℃范圍內的熱流場空間均勻性最優，但是隨著試驗段氣流速度增大以及氣流總溫降低，模型區內逐漸出現總溫超標的峰值區域，尤其是在140 m/s條件下，模型區內普遍存在超標區域。

3.1.2 氣流總溫的時間穩定性

為評估試驗段氣流總溫的時間穩定性，圖8給出了試驗段中心線處的氣流總溫時間偏差變化曲線，包括噴嘴氣壓0.03、0.40和0.90 MPa狀態下，氣流速度40、80、120和140 m/s、氣流總溫0 ℃和-20 ℃對應的試驗結果?？梢钥闯觯焊鞴r下，氣流總溫時間偏差均在±0.5 ℃范圍內；-20 ℃條件下的總溫偏差脈動程度比0 ℃條件下更加劇烈，而試驗段氣流速度和噴嘴干空氣射流對氣流總溫時間偏差并無顯著影響。

進一步地，圖9給出了試驗段中心線處的氣流總溫時間偏差標準差和最大絕對值?？梢钥闯觯涸囼灦螝饬魉俣群蜌饬骺倻匾约皣娮旄煽諝馍淞鲗饬骺倻氐臅r間穩定性并無顯著影響，各工況下的氣流總溫時間偏差標準差和最大絕對值分別小于0.2 ℃和0.4 ℃。

圖7 試驗段模型區氣流總溫空間偏差標準差和最大絕對值

圖8 試驗段中心線處氣流總溫時間偏差變化曲線

圖9 試驗段中心線處氣流總溫時間偏差標準差和最大絕對值

3.1.3 氣流總溫修正關系和不確定度

圖10為試驗段中心線處的氣流總溫修正關系和不確定度，包括噴嘴氣壓0.03、0.40和0.90 MPa對應的試驗結果、擬合曲線和不確定度。從圖10(a)可以看出，風洞采集的氣流總溫與試驗段中心線處的氣流總溫具有顯著的線性關系，其擬合公式為：

(4)

式中，KT和BT分別為斜率和截距函數，均為噴嘴氣壓的函數。

在圖10(b)中，縱軸為采用擬合公式計算的總溫(Tta,TS)與試驗段中心線處的氣流總溫之差，黑色虛線為不確定度指標。從圖中可以看出，在0.03和0.40 MPa條件下，擬合溫度偏差均滿足標準要求，但在0.90 MPa條件下，存在個別超標的溫度點，且這些點主要集中在40 m/s速度條件下，如圖中的陰影區所示?？紤]到主要試驗工況下噴嘴氣壓均小于0.40 MPa，因此整體而言溫度擬合公式的不確定度滿足標準要求。

圖11給出了試驗段中心線處氣流總溫與風洞測量總溫之差。從圖中可以看出：噴嘴干空氣射流會提高氣流溫差，隨著噴嘴氣壓增大，溫差不斷增大，但增大幅度會隨著試驗段氣流速度的增大而減小，其中，在40 m/s、-30 ℃工況下最大溫差超過2 ℃，而超過80 m/s后，溫差普遍小于1 ℃(在140 m/s、-20 ℃工況下，溫度場均勻性較差，則此時溫差超過1 ℃)。這主要是因為：噴嘴向試驗氣流中注入的高溫空氣將自身攜帶的能量傳遞給試驗氣流，增大了試驗段氣流總溫，且隨著噴嘴氣壓增大，噴嘴熱氣流量增大，進而提高了試驗段氣流總溫的增大幅度；但隨著試驗段氣流速度的增大，試驗氣流流量不斷增大，減弱了噴嘴干空氣射流對試驗氣流的影響，導致氣流總溫的增大幅度減小。

3.2 結冰風洞熱流場控制包線

根據結冰風洞主試驗段熱流場品質評估結果，給出了結冰風洞主試驗段熱流場控制包線，如圖12所示，其中橫軸為試驗段名義氣流速度，縱軸為試驗段名義氣流總溫，黑點為試驗工況點。圖中綜合考慮試驗段模型區內熱流場的空間均勻性和時間穩定性，給出了控制包線(紅線區域)，在該包線范圍內，模型區內熱流場品質基本滿足SAE ARP 5905-2003的指標要求，但在模型區邊界處仍存在溫度偏差超標的峰值區。需要指出的是，在高風速(超過140 m/s)和低總溫(小于-20 ℃)條件下，試驗段模型區內存在明顯的不均勻峰值區，該區域嚴重影響氣流總溫的空間均勻性，制約著結冰風洞的試驗模擬范圍，因此，需要對3 m×2 m結冰風洞制冷系統進行升級改造，提高高風速和低總溫條件下的溫度空間均勻性，擴展試驗模擬范圍。

圖10 試驗段中心線處氣流總溫修正關系和不確定度

圖11 試驗段中心線處氣流總溫與風洞測量總溫之差

圖12 3 m×2 m結冰風洞主試驗段熱流場控制包線

4 結 論

本文建立了結冰風洞熱流場符合性驗證方法，開展了3 m×2 m結冰風洞主試驗段熱流場符合性驗證試驗，得到以下結論：

(1) 基于目前制冷系統性能，降低試驗段氣流總溫和提高試驗段氣流速度會減弱試驗段內熱流場的空間均勻性，但對時間穩定性并無顯著影響。

(2) 噴嘴干空氣射流對試驗段模型區內氣流總溫的空間均勻性和時間穩定性并無顯著影響，但會提高試驗段氣流總溫，尤其對40 m/s條件下的熱流場的影響最為顯著。

(3) 在主要試驗條件下，結冰風洞熱流場品質基本滿足SAE ARP 5905-2003指標要求。

致謝:感謝中國商飛上海飛機設計研究院李海星博士對本文提出的寶貴意見。