0.3 m低溫連續式跨聲速風洞結構設計

賴 歡, 陳萬華, 孫德文, 聶旭濤, 祝長江

(中國空氣動力研究與發展中心 設備設計及測試技術研究所, 四川 綿陽 621000)

0 引 言

目前，我國跨聲速風洞雷諾數模擬能力嚴重不足，已經成為制約飛行器研制與發展的關鍵技術瓶頸之一。理論和實踐表明降低來流總溫是提高雷諾數的最佳方法[1]。20世紀70年代以來，國外已建成20多座低溫風洞[2]，絕大多數是用于摸索和解決低溫風洞有關技術的研究型風洞，而有3座為大型生產型低

溫風洞，即德國1985年完成改建的大型低速低溫風洞(KKK)、美國1982年建造的國家跨聲速設備(NTF)[3]和歐洲1990年建造的低溫跨聲速風洞(ETW)[4]。

與常規風洞不同，低溫風洞運行溫度低且溫差大(110～323 K)，運行時需要進行風洞冷卻、風洞回溫及快速改變試驗段溫度等流程，在風洞溫度變化過程中，低溫會使結構產生較大的熱變形，大溫差使結構熱變形呈現動態的變化過程。洞體結構熱變形將影響風洞氣動輪廓和氣動性能，影響洞體結構安全性和結構功能，因此必須對結構熱變形進行有效控制，減少其對結構的影響。

風洞結構的熱變形會對風洞氣動輪廓和氣動性能等產生很多影響，如風洞軸線偏離理論軸線或產生夾角；風洞內部氣流表面產生較大臺階；風洞氣動型面產生偏差等。并且還會影響風洞結構安全和功能，如產生熱應力，使結構內部應力超過材料的許用應力；改變零部件間的配合特性，影響機構的運動性能；改變機構的動態特性，引起機構振動等。

因此，如何控制洞體結構熱變形，消除結構熱變形對風洞氣動輪廓和氣動性能的影響、消除結構熱變形對洞體結構安全和結構功能的影響等是低溫風洞結構設計中需面對的關鍵技術問題[5]，難點在于低溫金屬材料選型、結構熱變形控制和洞體的絕熱保溫等。然而,國內在低溫風洞設計領域仍處于起步階段，除中國空氣動力研究與發展中心(CARDC)于20世紀90年代建成的0.1 m×0.1 m低速低溫風洞[6]外，在低溫連續式跨聲速風洞研制方面沒有更多經驗可以借鑒。國外雖然已建成多座低溫風洞,可以獲得其一些基本參數，但關于低溫結構的具體設計方面的信息較少。

為解決低溫風洞結構設計的關鍵技術，本文結合中國空氣動力研究與發展中心的0.3 m低溫連續式跨聲速風洞(簡稱“0.3 m低溫風洞”)的研制，對其洞體結構進行介紹和深入分析，計算低溫下洞體結構的熱變形、溫度和熱應力，并在風洞低溫試驗過程中對洞體結構關鍵點的溫度和應力進行測試對比。

1 風洞總體設計

0.3 m低溫風洞的建設旨在探索并解決低溫高雷諾數連續式跨超聲速風洞的設計與運行等關鍵技術問題，同時作為獨立的試驗研究平臺，可以進行部分氣動力試驗和空氣動力學基礎應用性研究。

1.1 風洞主要技術指標

0.3 m低溫風洞是我國首座低溫連續式跨聲速風洞，如圖1所示，其為二級軸流式壓縮機驅動的連續式閉口回流風洞，可實現常溫空氣和低溫氮氣2種方式運行。當采用干燥空氣為介質運行時，利用布置于第三拐角前的高效換熱器(水冷)吸收和平衡壓縮機釋放的熱量實現常溫運行；當采用氮氣作為運行介質時，通過液氮噴射段向洞內噴入液氮汽化吸熱實現低溫運行。風洞穩定段總壓范圍(0.2～4.5)×105Pa，穩定段總溫范圍110～323 K。試驗段尺寸為0.325 m(寬)×0.275 m(高)，試驗段馬赫數為0.15～1.30，特征雷諾數為7×106(全模)。

圖1 0.3 m低溫風洞實物

1.2 結構總體方案

風洞主洞體回路水平布置、中心線尺寸10.46 m(長)×2.88 m(寬),中心標高1.5 m。由于風洞運行溫度范圍為110～323 K，并考慮到液氮噴射霧化時未完全汽化的液氮可能沉積在洞體結構內表面，致使風洞結構局部區域溫度低至液氮溫度，因此洞體結構按最低溫度77 K設計。由于風洞運行壓力為(0.2～4.5)×105Pa(絕對壓力)，風洞承壓殼體壓力最低按0.1×105Pa(絕對壓力)、最高按5×105Pa(絕對壓力)設計。

洞體回路由穩定段、收縮段、噴管段、試驗段、模型支架段、第二喉道段、第一擴散段(簡稱“一擴”)、第一拐角段(簡稱“一拐”)、液氮噴射段、壓縮機段[7](含第二拐角段)、壓縮機擴散段1#、壓縮機擴散段2#、換熱器段、第三拐角段(簡稱“三拐”)、氣氮排出段、第四拐角段(簡稱“四拐”)等部段組成，風洞主回路結構如圖2所示。換熱器段整體可拆卸，與壓縮機擴散段2#替換使用。自收縮段至第二喉道段為夾層結構。

風洞洞體結構型式為積木式，各主要部段間采用法蘭聯結，便于部段的更換或維護。該風洞中，由于試驗段和第二喉道段調節環節較多、更換的頻率及可能性較大，因此試驗段支座設計為可移動結構，需要時，試驗段至第一拐角段可沿軸向右移一段距離即可對模型進行操作。

圖2 低溫風洞結構

2 風洞結構設計關鍵技術

2.1 洞體結構材料的選擇

根據使用位置和功能的不同，選取合適的結構材料是低溫風洞結構設計首先要面對的問題之一。在低溫下風洞洞體結構不僅要求有較高的強度，同時需要較好的低溫沖擊韌性。目前，承力構件能夠采用的金屬材料不多，主要包括奧氏體不銹鋼、鎳合金等[8]。

由于使用要求不同，材料的低溫性能(包括機械性能、熱物性能等)、加工工藝性能、熱處理性能等指標不夠全面，需要進行補充測試或試驗研究。比如：大型不銹鋼304L結構焊接應力消除問題、Nitronic50不銹鋼結構熱處理制度(與低溫沖擊韌性相關)、結構熱計算所需材料性能參數不全面問題等，必須通過廣泛的調研、必要的測試、大量的工藝試驗研究。并且在結構材料選取時，盡可能減少鋼材品種；需選擇不同種材料時，應優先選用熱膨脹系數及隨溫度的變化特性相近的材料。

通過低溫風洞結構材料選取和工藝研究，建立了低溫風洞結構可選材料數據庫，可提供風洞結構計算分析、機構研究、風洞結構方案設計、鋼結構加工制造工藝制度等需要的基礎數據。

因此，風洞承壓殼體結構選用304L不銹鋼材料，法蘭采用不銹鋼鍛件。ETW和NTF兩座風洞的承壓殼體選用的材料即是304L(S30403)。低溫風洞機構構件不僅要求材料在低溫下具備較大的延伸率、斷面收縮率和低溫沖擊韌性，同時還需要其在常溫和低溫下均有較高的硬度和屈服強度。綜合上述因素，低溫風洞運動機構類構件選用Nitronic50材料。

此外，洞體結構中的隔熱塊或隔熱墊板選材時，要求材料導熱系數低、隔熱效果好、強度高(特別是壓縮強度)、耐低溫、適應風洞低溫環境。耐低溫復合材料[9-10]強度高，具有較低的導熱系數，其導熱系數一般只有金屬材料的1/1000～1/100。目前應用較多的耐低溫環氧復合材料G10，耐壓強度為450 MPa、導熱系數為0.3 W/(m·K)。因此，風洞回路結構中的隔熱塊或隔熱墊板材料擬選用G10。

2.2 洞體結構熱變形控制

低溫風洞洞體結構承受的溫度極低且溫度變化范圍大，極低的溫度使結構產生較大的熱變形[11-12]，較大的溫度變化范圍使得結構熱變形呈現動態的變化過程。洞體結構熱變形將影響風洞氣動輪廓和氣動性能，影響洞體結構安全性和結構功能[13-14]，必須對其進行有效控制。

2.2.1 低溫風洞機構設計原則

在進行結構設計時，采用結構傳熱設計和優化等方法，采取駐室夾層內腔的氣流換熱措施，設置從壓縮機擴散段至駐室夾層的旁路，將壓縮機下游主氣流引入駐室夾層腔內，并在試驗段返回主氣流中，以便與內部段結構強制對流換熱，減少結構不協調熱變形，控制溫度附加應力，確保風洞結構的功能和安全。

設計時遵循外形對稱、漸變、敞開化的原則。盡量采用結構對稱外形；不連續零件間留有足夠大的圓弧半徑；厚薄不一致時有足夠斜度削薄過渡；傳熱結構補強部分盡量采取整體補強，少用補強圈；保證傳熱介質與結構表面充分均勻接觸換熱。

合理選取零部件的公差和配合。由于洞體結構變溫范圍較寬，在未進行溫度防護的部分，其設計公差無法完全按照常溫設計選取，配合性質也會隨溫度變化而改變。一方面可通過計算確定其尺寸變化范圍，另一方面通過低溫試驗研究，對計算結果進行驗證。

2.2.2 殼體熱變形控制

采用有限元方法計算洞體結構殼體的結構熱變形，當回路殼體外表面溫度降至90 K時，殼體長軸方向收縮長度約為30 mm，短軸方向收縮長度約為12 mm。風洞殼體在低溫下具有如此大的收縮量，故采用僅在壓縮機段設置固定點支座、回路其他位置在水平中心面內設置單向導向滑動支座或多向滑動支座的支座組合布置方案，如圖3所示。殼體兩側滑動支座均設置在洞體軸線標高位置，使回路結構以壓縮機段為固定點自由收縮，釋放溫度產生的熱變形，并且保證其中心軸線的水平高度不變，減少殼體結構熱變形對風洞氣動輪廓和性能的影響。

壓縮機底部設置的風洞固定支座為插銷型式，約束洞體回路在水平面內的長、短軸方向移動，但允許洞體在鉛垂面內的徑向熱變形，其不承受垂向載荷，但承受水平力和水平力產生的力矩。

圖3 風洞回路支座

風洞布置有2個單向導向支座，分別位于壓縮機段和換熱器段正下方。其不承受垂向載荷，只承受滑動方向的水平力和水平力產生的力矩，允許洞體回路沿長軸方向滑動收縮，短軸方向不允許滑動。

其他部段均采用自由滑動支座，除承受垂向載荷外，還承受摩擦力，結構如圖4所示，包括支架、絕熱塊、盆式橡膠滑動支座、殼體支座和防跳結構等。盆式橡膠滑動支座的滑動接觸面之間具有較小的摩擦系數，確保風洞洞體的熱變形不會引起較大的摩擦力。

圖4 自由滑動支座結構

2.2.3 內部段熱變形控制

駐室內部段均安放在內支撐框架上。內支撐框架采用中心標高平面滑動支撐、截面上下導向側向限位、收縮段入口和第一擴散段出口軸向限位固定、支架段與第二喉道段之間軸向伸縮補償的結構布置方案，如圖5所示，實現內部段在這2個固定點固定，并以固定點自由伸縮，來釋放溫度產生的熱變形，使其軸向、徑向位移約束均得到釋放，保證其中心軸線的恒定、部段間階差的要求。

噴管段的內支撐框架結構如圖6所示(其他內部段類似)，為板焊U型框架。內支撐框架的左右兩端以及正下方均為定位銷座，通過銷軸與駐室聯接，實現軸向位移約束的同時釋放了框架的徑向伸縮變形，與駐室的徑向熱變形達成解耦。內支撐框架的左右兩側設置四氟墊板，能夠承受內部段的垂向載荷，以及減小內部段與框架之間的滑動摩擦力。內支撐框架的正下方安裝軸向導向支座，用于限制內部段結構的側向移動，防止熱變形過程中其中心軸線側向位置發生改變。此外，為限制內部段支座滑移面間因振動產生的上下跳動，支座滑移面間還安裝有防跳螺釘。

圖5 內支撐框架結構

圖6 噴管段內支撐框架

此外，風洞拐角段內的導流片采用榫槽的連接方式，如圖7所示，可使上下導流片沿長度方向自由伸縮，以釋放導流片與殼體間的熱變形差。

圖7 導流片結構

2.3 洞體絕熱保溫

低溫風洞運行溫度低，與外環境的溫差大，為降低風洞運行時的液氮消耗量，同時提高風洞吹風試驗效率、確保人員安全，必須對風洞洞體進行絕熱保溫處理。低溫風洞洞體的絕熱保溫有內絕熱和外絕熱2種方式。內絕熱方式的優點為：一是承壓殼體的熱容不消耗液氮，能大幅度降低氮消耗；二是洞體結構的預冷時間及溫度平衡時間短，風洞吹風效率高；三是承壓殼體采用內絕熱，殼體結構基本處于常溫工作環境，其設計與常溫風洞基本相同，因此大型的低溫風洞推薦采用內絕熱方式。而外絕熱方式具有技術成熟、結構簡單、易于檢查維護、成本低等優點。鑒于結構尺寸小、重量輕、熱容量小，所以0.3 m低溫風洞采用外絕熱方式。

0.3 m低溫風洞的外絕熱結構主要由絕熱層、防潮層及保護層組成。在直管段、不活動的法蘭處等大部分區域，設置固定式絕熱結構，絕熱層由硬質泡沫絕熱材料組成，總厚度約160 mm，主要采用現場澆注工藝形成。在壓縮機、活動的法蘭、人孔、閥門等位置和輔助管路使用金屬編織軟管及波紋管，設置可拆卸式絕熱結構，絕熱層采用柔性泡沫絕熱材料，總厚度達到200 mm；柔性泡沫采用預制工藝，預制為標準尺寸，在施工現場進行裁切等操作。硬質泡沫絕熱材料為聚氨酯材料，柔性泡沫絕熱材料為福樂斯LT/LTD材料。防潮層由2層組成，緊挨著絕熱層的為聚酰亞胺復合鋁箔MAM，主要起防潮作用；在MAM表面裱糊低溫膠和玻璃布，起到防潮和保護防潮層的作用。保護層主要起到保護絕熱層的作用，防止絕熱層被外力損壞。

3 殼體有限元分析

針對低溫風洞承壓殼體的結構特點、承載工況、功能作用等實際情況，采取基于工程經驗公式確定的熱交換系數進行結構熱力學分析。

3.1 計算模型準備

0.3 m低溫風洞洞體的承壓殼體是整個洞體的外層殼體部段，主要由駐室、第一擴散段、液氮噴射段、壓縮機段、壓縮機擴散段1#、壓縮機擴散段2#(換熱器段)、氣氮排出段以及4個拐角段等構成。

計算模型準備過程中，首先嚴格按照結構設計需求建立和裝配好三維結構模型；其次權衡總體計算的目的需求以及計算資源的合理優化利用，對結構模型作了一定的簡化，具體包括：一是保留駐室大開口結構，忽略所有人孔、穿線孔、預留安裝孔等孔洞結構；二是不考慮液氮噴射段凸出結構以及排架的影響，簡化成圓錐筒體。

3.2 計算工況條件

采用穩態/瞬態結構熱力學數值方法，對3種工況條件下的風洞洞體回路的結構變形及應力進行計算，充分分析洞體回路的熱力學行為。這些工況條件分別為：

(1) 工況1，殼體外表面溫度常溫，承壓0.375 MPa，使用壓縮機擴散段2#；

(2) 工況2，穩態分析，環境溫度295 K，殼體外表面溫度90 K且承壓0.450 MPa，使用換熱器段；

(3) 工況3，瞬態計算，7200 s內，流場溫度從295 K降至90 K，殼體不承壓，使用換熱器段。

瞬態計算時，設置回路殼體內表面與流場之間的對流換熱系數如圖8所示。其中，駐室夾層內低溫氣體流動較慢，視為自然對流情形，對流換熱系數設為5 W/(m2·K)；除此之外，低溫氣體流動較快，對流換熱系數設為20 W/(m2·K)。0.3 m低溫風洞采用外絕熱方式，其回路殼體外表面按絕熱邊界條件處理。

圖8 風洞洞體回路對流換熱系數

3.3 計算結果

(1) 工況1

圖9顯示了工況1條件下的回路應力結果?？梢钥吹?，最大應力出現在第四拐角段，約為109 MPa，小于結構材料304L的屈服應力200 MPa。

圖9 工況1時洞體回路結構應力云圖

(2) 工況2

圖10顯示了工況2條件下的回路熱變形結果?？梢钥吹?，最大變形位移出現在第四拐角段，約為29.4 mm。此時，結構達到了熱平衡狀態，結構熱應力為0 MPa。同時，由于對回路結構施加了氣動壓力，試驗部段的結構變形有所增加。

圖11顯示了工況2條件下的回路結構應力結果?？梢钥吹?，氣動壓力作用下，結構最大等效應力約為105 MPa，出現在換熱器段的駐室區域。

圖10 工況2時洞體回路結構熱變形云圖

圖11 工況2時洞體回路結構應力云圖

(3) 工況3

圖12顯示了降溫7200 s時，洞體回路的瞬態溫度分布結果?？梢钥吹?，由于熱交換系數、結構殼體厚度等因素的影響，結構的溫度分布不均勻，其中，拐角導流片低至約110 K，而多個部段如穩定段的法蘭結構溫度約250 K。

圖12 工況3時洞體回路結構溫度云圖

圖13顯示了降溫7200 s時，洞體回路的瞬態變形結果?？梢钥吹?，最大變形位移仍出現在第四拐角段，約為19 mm，與穩態結果相比少了近10 mm。

圖14顯示了降溫7200 s、僅考慮結構溫差作用時洞體回路的瞬態應力結果?？梢钥吹?，結構等效應力最大約為95 MPa，出現在換熱器段的駐室區域。此外，收縮段結構的最大等效應力約75 MPa，壓縮機擴散段1#的最大等效應力約85 MPa。

圖15顯示了降溫7200 s、考慮結構溫差和氣動載荷的共同作用時洞體回路的瞬態應力結果?？梢钥吹?，結構等效應力有所增加，最大約為110 MPa，仍出現在換熱器段的駐室區域，小于結構材料304L的屈服應力200 MPa，安全系數大于1.8，滿足設計要求。

圖13 工況3時洞體回路結構熱變形云圖

圖14 工況3時洞體回路結構應力云圖一

圖15 工況3時洞體回路結構應力云圖二

4 殼體應力測量

根據前期風洞結構有限元仿真的初步結果，在洞體結構關鍵部位、關鍵環節設置溫度、應力等監測點，監控洞體結構工作狀態，試驗時使用壓縮機擴散段2#。

4.1 測點分布

在增壓試驗與低溫試驗過程中對10個重點位置進行了應力監測，如圖16所示，測點分別位于第二拐角段、液氮噴射段、第一拐角段、第四拐角段、第三拐角段、氣氮排出管、氣氮排出段、第三拐角段直筒和橢圓環內側、氣氮排出段與第三拐角段之間。

試驗過程中，風洞結構承受溫度、氣壓、重力等載荷的共同作用，內部應力分布比較復雜，難以準確地將應變片貼在主應力方向，而且單軸應變片的粘貼也會引起一定的測量誤差。所以，針對每個監測點，在3個方向(0°、45°和90°)進行應力監測。同時，為避免溫度引起的應變計漂移誤差[15]，采取了2片工作片(洞體)、2片補償片(補償塊)組成1個完整惠斯通電橋的方案。圖17展示了清洗管道與風洞洞體相連區域的應變片布置情況。

圖16 應力測點分布圖

圖17 應力傳感器

粘貼傳感器時，必須對風洞結構表面進行局部處理，保證傳感器能夠緊密貼合在結構表面上。粘貼時，傳感器與結構之間涂上剛性較好的低溫膠，傳感器背面涂上彈性較好的防護膠。

4.2 氣壓試驗測量

風洞增壓至0.375 MPa，經監測，此時各點的應力值如表1所示。

圖18列出了風洞內壓為0.375 MPa時結構應力的計算值與測量值。從結果來看，計算值大多偏小，考慮在實際的測量過程中，為避免溫度引起的應變計漂移誤差所采取的溫度補償措施、應變片粘貼方式在低溫下只是初次使用，存在一定的測量誤差，并且洞體實際結構存在制造誤差、仿真計算的結構建模誤差等因素，結構應力水平可信。

表1 0.375 MPa時的應力實測值Table 1 Measured stress value at 0.375 MPa

圖18 0.375 MPa時應力實測值與計算值對比

4.3 低溫試驗測量

試驗初始溫度約為300 K，試驗壓力為0.15 MPa。經過約2 h的降溫，風洞流場溫度為200 K;流場溫度200 K持續約40 min，經過約2.5 h的回溫，風洞第一拐角段結構溫度恢復至285 K。圖19給出了各個測量點的結構溫度變化曲線?？梢钥吹?，當第一拐角段殼體溫度低至200 K時，噴管段外駐室殼體溫度還在273 K以上，整體結構溫度相差約72.8 K；而在局部區域，由于內流場溫度不均勻，第一拐角段下部比中部高4.5 K，與工況3瞬態時洞體的溫度分布規律一致。

7200 s時刻結構應力狀況如表2所示，風洞回路結構的整體應力水平不高，局部會達到70 MPa左右。

圖19 溫度變化曲線

表2 200 K時應力實測值Table 2 Measured stress value at 200 K

5 結 論

(1) 通過合理選取洞體結構材料、采取結構熱變形控制和隔熱防熱設計等技術措施，解決了低溫及溫度變化給風洞結構帶來的影響，保證了低溫風洞洞體結構高效、安全、可靠運行；

(2) 根據計算結果給出的洞體回路結構的熱變形位移，合理設計洞體回路支撐結構和內部段支撐框架結構，確?；芈肪哂凶銐虻淖冃慰臻g、且在熱變形過程中其中心軸線位置不會發生改變；

(3) 風洞洞體的強度滿足風洞的運行要求。結構溫差與氣動載荷共同作用下，結構的最大應力約110 MPa左右，小于材料的屈服強度200 MPa，滿足結構強度安全要求；

(4) 采取駐室夾層內腔的氣流換熱措施，大幅度降低內部段結構溫度梯度和不均勻性，保證了結構在降溫過程中熱應力不超出許用值；

(5) 風洞的動態綜合性能調試及應力檢測結果表明，風洞機構運行情況及定位精度達到設計要求，風洞結構在試驗過程中實現了安全運行。