電弧風洞噴管壁溫對平板試驗的影響研究

隆永勝，袁竭，趙順洪，楊斌，朱新新

中國空氣動力研究與發展中心 超高速空氣動力研究所，綿陽 621000

0 引 言

高超聲速飛行器在大氣層內飛行，其熱環境極其嚴酷，防熱材料及熱結構需承受極大的熱力載荷，尤其是飛行器前體、進氣道壓縮面、發動機唇口、舵翼等因局部熱流高、溫度梯度大、噪聲、振動等造成熱力耦合失效的風險極大，因此，必須在地面開展相應的考核試驗[1-4]。電弧風洞[5-6]是當前能夠在地面近似模擬飛行熱環境參數（焓值、熱流、壓力、氣體組分等）的試驗設備，但電弧風洞的功率有限，即使是50 MW量級的設備也僅能模擬考核飛行器的局部構件。因此，通常截取飛行器典型部位置于電弧風洞中進行試驗，如平板類部件一般采用矩形或半橢圓噴管直邊與試驗件對接，讓噴管的超聲速氣流直接過渡到平板試驗件上進行試驗考核[7-10]，如圖1所示。

圖1 平板試驗技術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構。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其進行強制冷卻，這會導致近壁面氣流焓值降低。如果噴管擴張段采用水冷壁，將會造成試驗件表面氣流恢復焓降低，使風洞試驗考核與真實飛行之間存在顯著差距。如式（1）、（2）所示，高溫氣流對模型壁面產生的熱流為：

式中：q為熱流，a為 對流換熱系數，hr為氣流恢復焓，hw為 壁面焓，he為 氣流靜焓，v為氣流速度，r為恢復系數。

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相似。研究噴管冷壁及熱壁對試驗件考核的影響，縮小“天地”差距，對防熱系統的精確考核和精細設計具有重要的意義。

目前，世界上擁有電弧風洞的機構較少，噴管焓降的相關研究更少。美國NASA Ames中心60 MW電弧風洞（IHF）配套了隔熱底面設計的半橢圓噴管，在噴管底邊出口950 mm長度范圍內鋪設了高密度碳化硅陶瓷耐高溫材料，以減少高焓試驗時的氣流焓降，提高模擬的真實程度，但至今尚未開展電弧風洞噴管壁溫對平板試驗的影響研究[5]。本文通過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。在中國空氣動力研究與發展中心（CARDC）FD–15B電弧風洞不同試驗狀態下，使噴管壁面達到不同的溫度，對測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行測試分析，以獲得噴管不同壁溫對平板試驗模型的熱影響。

1 試驗方法

1.1 試驗裝置

試驗在CARDC的FD–15B電弧風洞中進行。采用電弧風洞半橢圓噴管平板試驗技術[11]，被電弧加熱的高溫氣流，經轉接段和半橢圓噴管加速后進入試驗段；在半橢圓噴管底邊放置平板試驗模型，使噴管直邊的附面層光滑地過渡到平板模型。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，名義馬赫數為4。如圖2所示，噴管分為喉道段和擴張段。為了防止喉道段高熱流部分被高溫氣流損壞，采用水冷壁結構；但在噴管擴張段，熱流大幅度下降，若采用常規的冷卻結構設計，將導致氣流總焓下降過大。對于噴管擴張段，本文采用4層結構，包括防熱板、隔熱板、水冷板和結構基體。防熱板采用耐高溫材料鈮鎢合金制作，長度為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

噴管底板經過防熱、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構受熱變形。

1.2 測試方法

為了準確測試試驗的來流總焓，低溫（＜2 000 K）時一般采用總溫探針法；溫度高于總溫探針測試上限時，用駐點熱流和駐點壓力探針測量駐點熱流和壓力，采用Fay-Riddell公式[12]間接計算來流總焓（簡稱“F–R探針法”）。F–R探針法的兩種探針均安裝在風洞旋轉支架上輪流進行掃描測試。熱流測試模型、溫度測試模型安裝在橫向送進機構上，如圖3所示。

圖3 風洞測試裝置布局Fig.3 Test equipment layout in wind tunnel

流場核心區的總溫探針（帶滯止室）如圖4所示，探針有2個相距10 mm的分支測點A、B，測點與噴管底邊均距離20 mm，感溫元件為Ir–IrRh40熱電偶。該結構的總溫探針由航空工業北京長城計量測試技術研究所熱風洞標定[13]。本次試驗的總溫探針在1 500～1 900 K的平均標準不確定度為10.3。

圖4 氣流溫度測試探針測點分布Fig.4 Distribution of gas temperature probes

為研究不同噴管壁面溫度對噴管出口近壁面氣流總溫的影響，使用近壁面氣流溫度測試探針。設置#1～#4共4個探針，每個探針測點間隔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。測試探針通過風洞橫向送進支架送入流場。

為了研究不同噴管壁面溫度對噴管出口平板試驗模型表面冷壁熱流的影響，在冷壁熱流平板測試模型上布置小型水冷戈登計（探頭直徑為4.5 mm），如圖5左圖所示，可長時間測試壁面熱流。F–R探針駐點及冷壁熱流平板測試模型上的戈登計均由弧光燈標定系統標定[14]，標定后重復性精度在1%以內。冷壁熱流平板測試模型尺寸為100 mm × 100 mm，與半橢圓噴管底邊平齊連接，迎角為0°。測點布置如圖5右圖所示，測點1～7為熱流測點， P 1、P2為壓力測點。

圖5 水冷戈登計及冷壁熱流測點Fig.5 Gardon gaging points distribution and heat flux

在噴管防熱板背面采用K型熱電偶進行背溫測試，分析防熱板受熱情況，并監測工作溫度是否超過許用溫度。隔熱平板測溫模型尺寸為100 mm ×100 mm，厚2 mm，表面帶高發射率黑色涂層，以便使用IGAR 12–LO比色高溫計測試表面溫度，測點位置為圖5的測點3，比色高溫計的測試精度為讀數的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，其測試精度為 ± 0.75%T（T為熱電偶的實測溫度值）。背面溫度測點與冷壁熱流平板測試模型的2、3、4、6、P2測點對應。試驗時，冷壁熱流平板測試模型與隔熱平板測溫模型依次被送至流場的相同位置，上表面與噴管底邊平齊。改變電弧風洞試驗狀態，獲得冷壁熱流及隔熱平板模型背面平衡溫度進行對比分析。

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

為減少不同車次試驗運行參數誤差對試驗結果的影響，在同一車次完成流場總溫、駐點壓力、冷壁熱流、表面壓力等參數測試。

1.3 試驗狀態

表1為電弧風洞試驗狀態參數，狀態1、2的總焓由總溫探針測得，狀態3的總焓較高，使用F–R探針法獲得。表中數據為3次試驗的平均值。

表1 電弧風洞試驗狀態參數Table 1 Average values of test parameters in arc-heated wind tunnel

電弧風洞同一車次總溫探針測試的溫度數據如圖7所示，T11、T12為狀態1的A、B兩個分支測點，T21、T22為狀態2的A、B兩個分支測點。由圖7可知，當探針達到穩定時，流場的總溫波動很小，兩支熱電偶的測試值相差均小于1%。狀態3的焓值由駐點熱流和駐點壓力探針間接測得，根據試驗驗證，同一次試驗測試的波動也小于1%，因此設備運行參數的影響均較小。

圖7 總溫探針測試曲線Fig.7 Curves of total temperature

2 結果及分析

2.1 試驗結果分析

噴管防熱板背面特征點隨電弧風洞運行時間的溫升曲線如圖8所示，在試驗狀態1，100 s后上升斜率變小，200 s后溫度趨于平衡，其他測點情況類似。在噴管壁面不同平衡溫度條件下，對噴管出口近壁面氣流總溫、測試模型表面冷壁熱流、隔熱模型平板平衡溫度的影響進行測試。噴管壁面溫度對模型表面冷壁熱流的影響如圖9和表2所示，所有數值均為3次試驗的平均值。圖中r1–1為狀態1第1個測點的冷壁熱流，r2–1為狀態2第1個測點的冷壁熱流，依此類推。在不同時刻將裝有戈登計的測試模型送入流場，戈登計單次測試時間為7 s，可獲得穩態冷壁熱流。在試驗150 s后，冷壁熱流上升不明顯，基本保持平衡。狀態3焓值較高，在100 s時溫度已超過1 000 K，但尚未達到平衡；由于防熱板承受溫度能力有限，因此僅測試了100 s時的冷壁熱流。

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 噴管背面測點溫升曲線Fig.8 Nozzle back wall temperature-time curve

圖9 不同狀態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，這是因為壁面達到一定溫度后，邊界層氣流與壁面溫差減小，熱損失減小，測試板熱流不再大幅隨壁面溫度上升。

噴管壁面溫度對近壁氣流總溫的影響如圖10和表3所示，圖中T1–0為狀態1噴管冷壁溫度，T1–1為狀態 1熱壁溫度，T2–0為狀態 2冷壁溫度，T2–1為狀態2熱壁溫度。風洞運行不同時間，噴管壁面溫度不同，分別在風洞運行7 s和140 s時將近壁面總溫排架送入流場，測試近壁氣流總溫的變化。風洞運行7 s時，噴管壁面溫升小，近似為冷壁；140 s時，溫升基本達到平衡。由表3可知，試驗狀態氣流總焓越高，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

隔熱平板測溫模型的平均溫度對比如表4所示，其中，噴管防熱板壁面近似熱平衡時，隔熱平板測溫模型正面比色高溫計溫度為T1，背面5個熱電偶測點的平均溫度為Tb1；冷壁時（即擴張段采用水冷卻壁面）隔熱平板測溫模型正面比色高溫計溫度為T2，背面5個測點的平均溫度為Tb2。來流焓值越高，溫差越大。根據本文的隔熱結構設計，焓值在1.00～2.55 MJ/kg范圍內，噴管冷卻對防熱試驗模型表面平衡溫度的影響在5%以內。

表4 隔熱平板測溫模型平均溫度對比Table 4 Comparison of average temperature on stainless-steel plate

2.2 數值模擬分析

由于試驗狀態焓值不高，采用FLUENT軟件進行計算，選用k-ω模型，防熱板、隔熱板與氣流耦合傳熱。采用結構網格劃分計算模型，網格總數為886 129。邊界層加密，并基于壁面參數的網格雷諾數準則控制第一層網格的高度，邊界層網格的雷諾數小于100?？紤]了網格數對計算結果的收斂和影響，依據殘差值判定收斂性。該算例的殘差值均控制在10-6以下且殘差不再跳動時，判定為收斂。最終網格如圖11所示。

圖11 計算網格Fig.11 Simulation grid

數值模擬了狀態2下壁溫對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。由于試驗獲得的溫度測試結果是單點的，防熱板上溫度分布不均，因此進行了簡化處理，對平均冷壁溫度為300和500 K的情況進行分析。

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

圖12 噴管壁面溫度對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，對高溫氣流有冷卻效果，因此焓值有所下降。噴管擴張段數值計算結果（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，最后達到絕熱溫度穩定值。

圖13 數值模擬恢復溫度Fig.13 Recovery temperature calculated by numerical simulation

表5為對試驗和數值模擬結果的分析。采用本文設計的防熱板結構后，與理想絕熱條件相比，隔熱平板測溫模型表面測試溫度和近壁面氣流測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 論

為了研究噴管壁面溫度對平板試驗的影響，設計了具有防/隔熱壁面的噴管，研究了不同噴管壁面溫度對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，噴管防熱板受熱溫度上升后，噴管出口處測試模型的熱流比冷壁面增加4.7%～15.0%，且隨著來流總焓增大，該熱流增量相對變小。

在上述噴管及試驗條件下，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，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。與理想絕熱條件相比，隔熱平板測溫模型表面測試溫度和近壁面氣流總溫的焓值下降均小于5%。

以上結果表明：對于電弧風洞噴管直連平板的材料及熱結構考核試驗，需要考慮噴管壁面冷卻對考核結果帶來的影響，并相應提高來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焓降低導致試驗狀態熱流等偏低對考核結果的影響。