高超聲速飛行器脆性透波材料大熱流沖擊下斷裂性能試驗(yàn)

吳大方，林鷺勁，任浩源，朱芳卉

北京航空航天大學(xué) 航空科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100083

高超聲速飛行器在大氣層內(nèi)飛行時(shí)，外表面與空氣劇烈摩擦出現(xiàn)極為嚴(yán)重的氣動(dòng)加熱現(xiàn)象[1-2]。當(dāng)飛行器快速俯沖、高機(jī)動(dòng)變軌或突然外放目標(biāo)探測裝置時(shí)，急速變化的瞬間大熱流會(huì)對(duì)天線窗、天線罩以及信息探測定位裝置等產(chǎn)生高速熱沖擊。而天線窗、天線罩等多是由可透電磁波或紅外光波的微晶玻璃、高溫陶瓷等脆性材料制成。因此測量記錄在高速大熱流沖擊過程中天線窗等部件的應(yīng)力應(yīng)變變化，研判材料是否出現(xiàn)斷裂破壞，以及斷裂時(shí)間點(diǎn)是否處于有效設(shè)計(jì)范圍之內(nèi)，對(duì)于高超聲速飛行器能否最終鎖定并擊中目標(biāo)具有極為重要的意義。

目前已有學(xué)者開展了有關(guān)脆性材料熱沖擊方面的研究，如梁強(qiáng)等[3]通過數(shù)值計(jì)算得到導(dǎo)彈天線罩在熱沖擊下的最大熱應(yīng)力，與材料的強(qiáng)度極限進(jìn)行對(duì)比建立了斷裂量化判據(jù)。同時(shí)采用電弧風(fēng)洞對(duì)天線罩進(jìn)行熱沖擊試驗(yàn)，將試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。王保林等[4]通過對(duì)陶瓷材料的熱沖擊性能試驗(yàn),得到拉應(yīng)力將引發(fā)脆性陶瓷材料內(nèi)部出現(xiàn)裂紋，并給出了一種由臨界溫度表征的斷裂判據(jù)。Qu等[5]對(duì)ZnS陶瓷材料試驗(yàn)件進(jìn)行熱沖擊實(shí)驗(yàn)，獲得了該脆性材料出現(xiàn)破壞時(shí)的臨界溫度差，并將試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。Pettersson等[6]將β-sialon陶瓷材料快速置入冷卻液中，通過急速冷卻試驗(yàn)方法，研究陶瓷材料的抗沖擊性能。Chen等[7]將高溫陶瓷材料放入水中迅速冷卻，測試脆性材料的殘余彎曲強(qiáng)度，同時(shí)分析了表面換熱系數(shù)對(duì)陶瓷材料沖擊失效的影響。He等[8]使用自制的原位測試裝置對(duì)ZrB2-SiC高溫陶瓷的抗熱沖擊性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并采用數(shù)值模擬對(duì)材料內(nèi)部的熱應(yīng)力分布進(jìn)行計(jì)算。Panda等[9]對(duì)氧化鋁陶瓷材料在快速交變的冷、熱沖擊下的疲勞特性進(jìn)行了研究，探討了初始裂紋長度、溫度等對(duì)材料疲勞壽命的影響。

高超聲速飛行器氣動(dòng)熱試驗(yàn)?zāi)M方法主要有高溫結(jié)構(gòu)風(fēng)洞[10-11]和石英燈紅外輻射加熱方式[12-14]。當(dāng)使用對(duì)流方式的高溫風(fēng)洞進(jìn)行氣動(dòng)熱模擬試驗(yàn)時(shí)，高溫?zé)釟饬髋c強(qiáng)光覆蓋包圍試驗(yàn)部件，要想準(zhǔn)確捕捉部件表面斷裂及變形信息非常困難。而采用非對(duì)流方式模擬高速熱沖擊時(shí)，最常用的方法是石英燈紅外輻射加熱方式。在進(jìn)行熱沖擊試驗(yàn)時(shí)，石英燈輻射加熱試驗(yàn)系統(tǒng)的最大熱流密度生成能力，決定了可模擬的最大飛行馬赫數(shù)。美國NASA石英燈紅外加熱生成的最大熱流密度達(dá)到了1.13 MW/m2[15]，俄羅斯國家空氣動(dòng)力研究院熱強(qiáng)度試驗(yàn)中心采用石英燈加熱方式生成的最大熱流密度為1.0 MW/m2[16]。隨著當(dāng)今高超聲速飛行器設(shè)計(jì)速度的不斷提高，為了能夠?qū)崿F(xiàn)更高熱流密度的熱沖擊試驗(yàn)?zāi)M，必須進(jìn)一步提高石英燈紅外輻射裝置的熱沖擊試驗(yàn)?zāi)芰Α?/p>

本文通過自行建立的有氧環(huán)境下單側(cè)面石英燈紅外輻射式大熱流高速熱沖擊試驗(yàn)系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)了最高可達(dá)1.5 MW/m2的大熱流密度沖擊試驗(yàn)，并對(duì)SiO2和Al2O32種脆性材料進(jìn)行瞬態(tài)大熱流沖擊。采用數(shù)字圖像相關(guān)方法獲得熱沖擊過程中脆性材料表面散斑圖像的動(dòng)態(tài)變化，捕捉極為重要的脆性材料試驗(yàn)件斷裂時(shí)間點(diǎn)數(shù)據(jù)。通過對(duì)斷裂前的散斑圖像進(jìn)行分析計(jì)算，獲取試驗(yàn)件表面應(yīng)變?chǔ)舩和εy的變化情況，為高超聲速飛行器透波天線窗等信號(hào)探測鎖定部件在高速大熱流熱沖擊下的安全可靠性設(shè)計(jì)提供重要依據(jù)。

1 試驗(yàn)件

圖1為SiO2脆性材料試驗(yàn)件，其平面尺寸為100 mm×100 mm，厚度5.1 mm，表面光滑平整。由于SiO2材料具有透光性，為了能夠采用CCD相機(jī)記錄試驗(yàn)件表面圖像的瞬態(tài)變化，試驗(yàn)前先將SiO2材料表面進(jìn)行黑化處理，然后在試驗(yàn)件后表面上濺射白色隨機(jī)散斑顆粒，以便能夠通過數(shù)字圖像相關(guān)方法獲得試驗(yàn)件表面位移場的變化。圖2為Al2O3陶瓷材料試驗(yàn)件，直徑100 mm，厚度1.8 mm。試驗(yàn)件表面同樣經(jīng)過黑化處理并濺射白色散斑顆粒。

散斑顆粒的制作采用定制的白色雙組份高溫?zé)o機(jī)膠，其主要成分為硅酸鹽及氧化鋁，粘接強(qiáng)度為8 MPa，線膨脹系數(shù)為8×10-6℃-1,與Al2O3陶瓷材料的線膨脹系數(shù)7×10-6℃-1非常接近，因此高溫下黏接效果良好，不易脫落，且性能穩(wěn)定性。使用時(shí)將白色的固態(tài)粉末與透明固化液混合，攪拌均勻，制成制作散斑顆粒的標(biāo)記材料。該無機(jī)膠為雙組份配伍，可微調(diào)配伍比例及黏稠度，將散斑顆粒的厚度控制在0.15 mm以下。由于本文試驗(yàn)中作為標(biāo)記點(diǎn)的散斑顆粒的厚度很薄，隨機(jī)分布，散斑顆粒的總重量與試驗(yàn)件的重量比非常小，且熱膨脹系數(shù)相近，因此對(duì)試驗(yàn)件的形變不會(huì)產(chǎn)生顯著影響[17]。

圖1 SiO2脆性材料試驗(yàn)件Fig.1 SiO2 brittle material specimen

圖2 Al2O3脆性材料試驗(yàn)件Fig.2 Al2O3 brittle material specimen

2 試驗(yàn)裝置

圖3為紅外輻射式熱沖擊試驗(yàn)裝置示意圖，熱源采用石英燈加熱陣列。熱流傳感器安裝在試驗(yàn)件的下方，其探測面與試驗(yàn)件前表面平齊。在石英燈加熱陣列后部安裝有夾層水冷箱，表面經(jīng)過拋光處理，用來反射石英燈加熱陣列的紅外光線，進(jìn)一步提高加熱效率。試驗(yàn)件豎直放置在石英燈陣列另一側(cè)的板狀式夾層水冷箱的中部，四周安裝有導(dǎo)熱系數(shù)很低的多孔隙輕質(zhì)陶瓷材料絕熱框架，減少邊界熱散失。夾層水冷箱的平面尺寸為500 mm×500 mm。石英燈加熱陣列的平面尺寸為400 mm×400 mm，石英燈陣列前排燈管與試驗(yàn)件前表面相距50～70 mm。工作時(shí)夾層水冷箱通過流動(dòng)的冷卻水降溫。

圖3 石英燈紅外輻射式大熱流沖擊試驗(yàn)裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of device for quartz lamps infrared radiant heating high-heat-flow thermal shock test

為了進(jìn)一步提高石英燈加熱裝置的熱輻射能力，石英燈加熱陣列增設(shè)為雙排陣列，兩排石英燈加熱陣列交錯(cuò)安置，后排發(fā)出的紅外輻射光線正好從前排加熱陣列的縫隙之間穿過，雙排交錯(cuò)安放方式大幅度提高了被照射試驗(yàn)件前表面的輻射熱流密度，也使得試驗(yàn)件表面溫度場更為均勻。為了避免試驗(yàn)件表面可能出現(xiàn)的霧狀氣流擴(kuò)散對(duì)熱流傳感器的影響，將熱流傳感器安裝在試驗(yàn)件的下方，其探測面與試驗(yàn)件受熱面平齊。并且將石英燈加熱陣列的面積設(shè)計(jì)得比較大，保證熱沖擊試驗(yàn)中，試驗(yàn)件與熱流傳感器所處熱環(huán)境的一致性。同時(shí)，通過流動(dòng)氣體對(duì)石英燈表面進(jìn)行降溫，保護(hù)試驗(yàn)過程中石英燈在大熱流沖擊下的安全性?；谏鲜龃胧?，試驗(yàn)裝置生成的最大熱流密度達(dá)到了1.5 MW/m2。另外，試驗(yàn)系統(tǒng)可完成升溫速率達(dá)210 ℃/s的可控非線性熱環(huán)境試驗(yàn)?zāi)M[18]，1 200 ℃高溫下的熱/振聯(lián)合試驗(yàn)[19]以及1 500 ℃高溫氧化環(huán)境下的熱/力聯(lián)合試驗(yàn)[20]。圖4給出了熱沖擊試驗(yàn)現(xiàn)場的照片。

圖4 熱沖擊試驗(yàn)現(xiàn)場照片F(xiàn)ig.4 Photograph of thermal shock test ground

3 大熱流熱沖擊試驗(yàn)

圖5為熱沖擊設(shè)定曲線，4 s到達(dá)最大熱流密度值1.5 MW/m2，石英燈加熱鎢絲在室溫條件下的電阻值非常小，往往僅有高溫時(shí)燈絲電阻值的幾分之一。若在加熱初期，就給石英燈施加很大的瞬態(tài)沖擊電流，將會(huì)燒斷石英燈鎢絲。在石英燈輻射熱試驗(yàn)中，一般需要設(shè)置短暫的燈絲預(yù)熱時(shí)間。試驗(yàn)設(shè)置了0.5 s的斜率較小的燈絲預(yù)熱段，以保證石英燈的安全。0.5 s之后，進(jìn)入高速熱沖擊段。

在圖5中還給出了熱流密度的實(shí)際控制結(jié)果曲線。由試驗(yàn)結(jié)果可見，在大熱流沖擊過程中，“預(yù)設(shè)曲線”和“實(shí)際控制結(jié)果曲線”基本重合在一起，吻合性良好。

表1記錄了熱沖擊過程中熱流密度的設(shè)定值和實(shí)際生成結(jié)果，由表1數(shù)據(jù)可見，控制結(jié)果與預(yù)設(shè)值之間的相對(duì)誤差小于1%，說明本文熱沖擊試驗(yàn)控制系統(tǒng)能夠?qū)崿F(xiàn)準(zhǔn)確的高速動(dòng)態(tài)跟蹤，獲得良好的試驗(yàn)?zāi)M結(jié)果。

黑客一旦成功找尋到可被利用做欺詐的業(yè)務(wù)和方法，會(huì)立即在黑產(chǎn)群內(nèi)傳播，導(dǎo)致大范圍的欺詐風(fēng)險(xiǎn)事件發(fā)生，危害較高。

由于熱流傳感器的實(shí)際輸出特性如圖6所示具有非線性特征，且每只傳感器的輸出特性均有差別。而熱流傳感器生產(chǎn)廠家往往只提供熱流傳感器的線性輸出特性，即靈敏度系數(shù)K。如果試驗(yàn)中按照線性輸出特性(靈敏度系數(shù)K)進(jìn)行傳感器的“電壓-熱流”轉(zhuǎn)換，由圖6可知除去曲線與直線的交點(diǎn)外，其他部分均存在一定程度的近似性,有些區(qū)域的誤差比較大，這也是采用單一的靈敏度系數(shù)K去近似熱流傳感器的非線性特性進(jìn)行“電壓-熱流”轉(zhuǎn)換時(shí)，導(dǎo)致熱流測量誤差比較大的主要原因。

圖5 大熱流密度熱沖擊曲線Fig.5 High-heat-flux thermal shock curve

表1 熱沖擊過程中熱流密度的設(shè)定值和實(shí)際生成結(jié)果

Table 1 Pre-set and actual values of heatflux in thermal shock process

Time/sPre-set heat flux/(MW·m-2)Test result/(MW·m-2)Error/(MW·m-2)Relative error/%0.00.02000.0200000.50.03800.03820.00020.531.00.22730.2257-0.0016-0.701.50.43940.44000.00060.142.00.65150.65180.00030.052.50.86360.87030.00670.773.01.07581.08400.00820.763.51.28791.29340.00550.434.01.50001.50060.00060.04

試驗(yàn)中對(duì)每只熱流傳感器進(jìn)行了重新標(biāo)定，由標(biāo)定單位給出熱流傳感器滿量程范圍內(nèi)的“熱流-電壓”標(biāo)定數(shù)組值(參見圖7)。然后對(duì)熱流傳感器的標(biāo)定數(shù)組值進(jìn)行高次方程擬合，得到圖7中所示的熱流傳感器的非線性特性曲線。在試驗(yàn)中根據(jù)每只熱流傳感器的實(shí)際非線性特性，進(jìn)行“熱流-輸出電壓”之間的實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換。這種基于熱流傳感器原本具有的非線性輸出特性來進(jìn)行大熱流沖擊試驗(yàn)測試的方法，從源頭上抑制了用直線代替曲線進(jìn)行非線性校正時(shí)所帶來的測量誤差大的弊端，大幅度地提高了熱流測量的準(zhǔn)確性。

圖6 熱流傳感器非線性輸出特性及 廠家提供的靈敏度系數(shù)Fig.6 Nonlinear output characteristics of heat flow sensor and sensitivity coefficient supplied by manufacturer

圖7 熱流傳感器輸出特性的非線性擬合Fig.7 Nonlinear fitting curve of output characteristics of heat flow sensor

4 斷裂時(shí)間點(diǎn)

圖8中給出了熱沖擊過程中由CCD相機(jī)拍攝到的SiO2脆性材料在斷裂點(diǎn)之前和斷裂后的照片。由圖8(a)可見在t=2.998 s時(shí)，試驗(yàn)件未出現(xiàn)可視裂紋。在t=3.048 s時(shí)(圖8(b))，試驗(yàn)件出現(xiàn)了明顯的網(wǎng)狀裂紋，由圖8(c)可以觀察到試驗(yàn)件斷裂之后裂紋的進(jìn)一步擴(kuò)展情況。

圖9中給出了熱沖擊過程中Al2O3脆性陶瓷試驗(yàn)件在斷裂時(shí)間點(diǎn)前之前和斷裂后的表面形態(tài)照片。在t=2.640 s時(shí)(圖9(b))，試驗(yàn)件出現(xiàn)了斜向的貫穿裂紋，之后逐漸擴(kuò)大。根據(jù)熱沖擊試驗(yàn)獲得的一系列散斑圖像，可以捕捉到脆性材料試驗(yàn)件斷裂時(shí)間點(diǎn)這一關(guān)鍵數(shù)據(jù)，用以判斷脆性結(jié)構(gòu)能否滿足安全設(shè)計(jì)要求。

圖8 SiO2試驗(yàn)件熱沖擊下裂斷時(shí)間點(diǎn)前、后的照片F(xiàn)ig.8 Photographs of SiO2 specimens before and after fracture point under thermal shock

圖9 Al2O3試驗(yàn)件熱沖擊下斷裂時(shí)間點(diǎn)前、后的照片F(xiàn)ig.9 Photographs of Al2O3 specimens before and after fracture time under thermal shock

5 表面變形場測量

數(shù)字圖像相關(guān)方法是一種通過比較分析被測物表面變形前后圖像變化，對(duì)圖像信息進(jìn)行數(shù)值計(jì)算的方法。通過跟蹤匹配不同時(shí)刻散斑圖像中同一散斑點(diǎn)的位置變化，獲得物體表面的位移信息[21-23]。本文采用數(shù)字圖像相關(guān)方法獲得了熱沖擊過程中脆性材料試驗(yàn)件斷裂之前的表面應(yīng)變變化情況。

圖10給出了由數(shù)字相關(guān)方法得到的SiO2脆性材料表面在斷裂之前的3幅面內(nèi)位移等值線圖。由圖10可見越接近斷裂時(shí)間點(diǎn)，試驗(yàn)件表面面內(nèi)位移等值線的波動(dòng)及離散性在不斷增加，出現(xiàn)了許多封閉的離散的環(huán)形圈，說明試驗(yàn)件表面變形的非均勻性在不斷增大，局部應(yīng)力集中增加，最終導(dǎo)致脆性試驗(yàn)件的斷裂破壞。圖11給出了Al2O3脆性材料表面的面內(nèi)位移等值線圖。由圖11 可見，Al2O3脆性材料試驗(yàn)件的表面變形隨著熱流密度的增加不斷增大，面內(nèi)應(yīng)變差異也不斷增大。

圖12給出了由散斑圖像計(jì)算得到的SiO2脆性材料試驗(yàn)件后表面的應(yīng)變-時(shí)間曲線。由圖12可見，應(yīng)變?chǔ)舩和εy曲線的變化趨勢為先上升后下降。由圖12中右上角給出的熱沖擊曲線可知，在0～0.5 s的時(shí)間段內(nèi)，熱流密度值的變化不大(從0上升到42 kW/m2)，試驗(yàn)件受熱膨脹，致使應(yīng)變呈現(xiàn)上升趨勢。0.5 s之后進(jìn)入高速熱沖擊階段，試驗(yàn)件前表面受到每秒420 kW/m2的高速率熱沖擊，前表面溫度快速上升。試驗(yàn)中的SiO2試驗(yàn)件有5.1 mm厚，由于熱傳導(dǎo)的延遲效應(yīng)，在高速熱沖擊下，試驗(yàn)件后表面的溫升速率相對(duì)前表面會(huì)明顯滯后，此時(shí)試驗(yàn)件前、后表面出現(xiàn)很大的溫度差，導(dǎo)致前、后表面由熱膨脹引起的變形量相差很大。5.1 mm厚的平板狀試驗(yàn)件向低溫面(后表面)彎曲，后表面的應(yīng)變成為負(fù)值(壓應(yīng)變)。在0.5 s之后，應(yīng)變的絕對(duì)值隨著前表面熱流密度的快速遞增而增大，在斷裂時(shí)間點(diǎn)處達(dá)到最大值。由圖12中x方向的應(yīng)變曲線εx可見，當(dāng)脆性材料試驗(yàn)件出現(xiàn)了某一方向的裂紋之后，在該方向上產(chǎn)生了應(yīng)力松弛，曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)。

圖10 SiO2脆性材料后表面面內(nèi)位移等值線圖Fig.10 Contour map of in-plane displacement of SiO2 brittle material sheet surface

圖11 Al2O3脆性材料后表面面內(nèi)位移等值線圖Fig.11 Contour map of in-plane displacement of Al2O3 brittle material sheet surface

圖13給出了由散斑圖像計(jì)算得到的Al2O3脆性陶瓷材料試驗(yàn)件后表面的應(yīng)變-時(shí)間曲線。由于Al2O3陶瓷試驗(yàn)件非常薄，厚度僅有1.8 mm，熱滯后引起的彎曲變形遠(yuǎn)低于5.1 mm厚的SiO2試驗(yàn)件。因此在快速熱沖擊過程中，熱膨脹變形與彎曲變形綜合作用的結(jié)果，使得后表面應(yīng)變呈現(xiàn)上升趨勢(見圖13)。

圖14給出了SiO2、Al2O3試驗(yàn)件斷口表面的微觀形貌照片。由圖14(b)可見，Al2O3試驗(yàn)件的斷口截面呈現(xiàn)出比較細(xì)密均勻分布的微形凸凹狀，而在圖14(a)中SiO2試驗(yàn)件的斷口截面上出現(xiàn)了許多不規(guī)則分布的微小裂紋，這種隨機(jī)出現(xiàn)的不規(guī)則裂紋的生長會(huì)在一定程度上對(duì)斷裂過程中SiO2試驗(yàn)件表面應(yīng)力變化的連續(xù)性和平滑性造成影響，出現(xiàn)圖12中所示的試驗(yàn)件表面數(shù)據(jù)的不規(guī)則抖動(dòng)現(xiàn)象。

圖12 SiO2脆性材料后表面的應(yīng)變-時(shí)間曲線Fig.12 Strain-time curves on back surface of SiO2 brittle material

圖13 Al2O3脆性材料后表面的應(yīng)變-時(shí)間曲線Fig.13 Strain-time curves on back surface of Al2O3 brittle material

圖14 SiO2和Al2O3脆性材料斷口的微觀形貌照片F(xiàn)ig.14 Micro-morphology photographs of SiO2and Al2O3 brittle material

6 討 論

對(duì)于像鈦合金、鎳基不銹鋼和高溫合金等金屬材料，可以通過在其表面焊接金屬熱電偶絲進(jìn)行溫度測量，由于金屬熱電偶絲被焊接在金屬試驗(yàn)件表面，兩者熔為一體，測量得到的表面溫度相對(duì)準(zhǔn)確。對(duì)于本文中的SiO2與Al2O3等非金屬材料，由于不能采用焊接方式，往往需要采用黏接方式將溫度傳感器固定在試驗(yàn)件表面。而使用高溫黏接膠將熱電偶傳感器黏接在非金屬材料表面時(shí)，因?yàn)轲そ訉泳哂幸欢ǖ暮穸?，且金屬熱電偶測量傳感器與非金屬試驗(yàn)件表面的導(dǎo)熱系數(shù)也不相同。這使得金屬熱電偶傳感器測量得到的溫度與非金屬試驗(yàn)件表面的實(shí)際溫度會(huì)存在不可忽略的測量誤差，溫度變化越快，測量誤差越大。另外，由于測溫傳感器和黏接層的存在，不但增大了脆性材料試驗(yàn)件的附加質(zhì)量，還改變了試驗(yàn)件表面的原有形態(tài)，在熱沖擊試驗(yàn)過程中，固化在材料表面的測量點(diǎn)會(huì)引起試驗(yàn)件的非均勻形變，產(chǎn)生局部應(yīng)力集中，導(dǎo)致脆性試驗(yàn)件斷裂，誤導(dǎo)斷裂成因的分析。

由圖3中給出的石英燈紅外輻射式大熱流沖擊試驗(yàn)裝置可見，由于石英燈紅外輻射陣列遮擋了試驗(yàn)件表面，無法使用紅外測溫儀對(duì)試驗(yàn)件受熱面的溫度變化進(jìn)行直接測量。而且，紅外測溫儀需要預(yù)先輸入試驗(yàn)件表面的發(fā)射率參數(shù)。由于材料表面在不同溫度下的發(fā)射率不是常數(shù)，而紅外測溫儀無法實(shí)時(shí)輸入動(dòng)態(tài)變化的發(fā)射率的數(shù)值，這使得使用紅外測溫儀難于準(zhǔn)確獲得材料表面的溫度。因此本文采用了控制熱流變化的方式來模擬對(duì)脆性材料的高速熱沖擊。

另外，本文對(duì)表面焊接有熱電偶絲的金屬薄板進(jìn)行了動(dòng)態(tài)熱環(huán)境試驗(yàn)。圖15給出了鎳基不銹鋼(1Cr18Ni9Ti)試驗(yàn)件(長×寬100 mm×100 mm，厚度2 mm)表面溫度的動(dòng)態(tài)控制結(jié)果。熱試驗(yàn)過程為，31 s之內(nèi)將試驗(yàn)件表面溫度加熱到500 ℃， 之后保持恒定溫度500 ℃至40 s結(jié)束，并同時(shí)由熱流傳感器記錄熱流密度值的動(dòng)態(tài)變化。

表2給出了在溫度變化過程中，不同時(shí)刻的溫度值和對(duì)應(yīng)的熱流密度值。由圖15和表2的結(jié)果可知，在快速加熱的初始階段，如第5 s時(shí)，熱流密度達(dá)到了121.5 kW/m2，而試驗(yàn)件表面溫度僅有82.3 ℃。說明快速加熱的初始階段，雖然熱流值很大，但試驗(yàn)件表面的溫度并不高。

圖15 1Cr18Ni9Ti板表面溫度的設(shè)定曲線、實(shí)際控制結(jié)果曲線和熱流測量曲線Fig.15 Pre-set curve and actual controlled result curve of temperature on surface of 1Cr18Ni9Ti plate and heat flux curve

表2 不同時(shí)刻的溫度值和相對(duì)應(yīng)的熱流測量值

Table2Pre-settemperaturevaluesandcorrespondingheatfluxatdifferenttimes

Time/sPre-set temperature/℃Heat flux/(kW·m-2)582.3121.510165.7130.315249.3137.820332.9142.625416.4150.530493.5124.635500.035.040500.029.9

另外，在第40 s時(shí)，試驗(yàn)件的溫度達(dá)到500 ℃， 而對(duì)應(yīng)的熱流密度只有29.9 kW/m2。僅為第5 s(表面溫度82.3 ℃)時(shí)的熱流密度值121.5 kW/m2的四分之一。該試驗(yàn)結(jié)果表明，在快速變化的熱環(huán)境中，試驗(yàn)件表面溫度與熱流的關(guān)系比較復(fù)雜，并不一定呈現(xiàn)為試驗(yàn)件表面溫度越高，熱流密度就越大。

7 結(jié) 論

1) 建立水冷式紅外輻射式大熱流高速熱沖擊試驗(yàn)測試系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)了1.5 MW/m2的高熱流密度沖擊試驗(yàn)。由試驗(yàn)結(jié)果知，控制熱流與預(yù)設(shè)熱流之間的相對(duì)誤差小于1.0%，說明本熱試驗(yàn)系統(tǒng)能夠準(zhǔn)確模擬高速變化的熱沖擊過程，獲得與預(yù)設(shè)條件一致的試驗(yàn)結(jié)果。

2) 基于數(shù)字圖像相關(guān)方法獲得了脆性材料表面斷裂前的一系列散斑圖像，并由分析計(jì)算得到試驗(yàn)件后表面應(yīng)變?chǔ)舩和εy的變化。

3) 在高速熱沖擊過程中，越接近斷裂時(shí)間點(diǎn)，脆性材料試驗(yàn)件表面面內(nèi)位移等值線的離散性越大，表面變形及非均勻性顯著增加，局部應(yīng)力集中不斷增大導(dǎo)致試驗(yàn)件斷裂。

4) 基于CCD相機(jī)拍攝到的脆性材料試驗(yàn)件在高速熱沖擊過程中表面形態(tài)的變化圖像，捕捉到了脆性材料在大熱流沖擊過程中的斷裂時(shí)間點(diǎn)這一重要試驗(yàn)數(shù)據(jù)。據(jù)此可判斷試驗(yàn)件的斷裂時(shí)刻是否處于飛行器結(jié)構(gòu)要求的安全設(shè)計(jì)時(shí)段之內(nèi)。試驗(yàn)結(jié)果對(duì)于高超聲速飛行器的安全可靠性設(shè)計(jì)以及是否能最終能成功鎖定擊中目標(biāo)具有重要意義。