導管內(nèi)塞式量熱計熱流測量實驗及數(shù)值模擬研究

許 考, 陳連忠

(中國航天空氣動力技術(shù)研究院, 北京 100074)

導管內(nèi)塞式量熱計熱流測量實驗及數(shù)值模擬研究

許 考*, 陳連忠

(中國航天空氣動力技術(shù)研究院, 北京 100074)

對電弧風洞中超聲速湍流導管內(nèi)塞式量熱計進行改進，采用測熱端與校測件線接觸的量熱計和測熱塞塊邊緣與校測件有0.4mm縫隙的量熱計。與傳統(tǒng)的塞式量熱計熱流測量值進行對比，實驗結(jié)果表明，在低壓、低冷壁熱流條件下3個量熱計輸出特性較接近；而隨著壓力、冷壁熱流的增加，線接觸量熱計測量值略有降低，而測熱端與校測件有縫隙的量熱計測量值大幅增加。最后，通過數(shù)值研究了縫隙內(nèi)的流動對熱流測量的影響，同時，模擬了其它來流條件不變時來流馬赫數(shù)對縫隙內(nèi)流動的影響。

電弧風洞；超聲速導管；熱流；塞式量熱計；縫隙

0 引 言

在進行氣動熱燒蝕試驗時首先要確定來流的熱環(huán)境條件，即來流總焓和測試件上的冷壁熱流。對于冷壁熱流的測量通過量熱計實現(xiàn)。通常量熱計可以分成以下3類[1]: (1)基于能量平衡的原理，通過測量量熱計相關(guān)溫度的變化，計算得出其所獲得的凈能量，從而計算出測試件的表面熱流密度，該類型量熱計主要有水卡量熱計、薄壁量熱計和塞式量熱計；(2)利用傅里葉定律，通過測量已知電阻在不同位置處的溫度梯度，從而計算出測試件表面熱流，例如柱塞式量熱計和戈登流量計；(3)基于一維瞬態(tài)導熱原理，通過測量表面溫度的響應(yīng)實現(xiàn)熱流的測量，如薄膜量熱計、同軸表面熱電偶及非接觸式熱涂測試方法。

氣動熱與熱防護試驗技術(shù)可分為自由射流試驗技術(shù)和包罩試驗技術(shù)，湍流導管實驗技術(shù)屬于包罩試驗技術(shù)中的一種。來流總焓較高、冷壁熱流較低時用電弧風洞自由射流試驗技術(shù)；而當要求來流總焓較低、冷壁熱流較高的平板實驗時一般采用湍流導管試驗技術(shù)。

基于湍流導管內(nèi)熱環(huán)境熱點，通常選用塞式量熱計測量其內(nèi)部試驗件的冷壁熱流。塞式量熱計由柱狀無氧銅塊、熱電偶和隔熱套組成。將熱電偶焊接在無氧銅塊的一端，套上隔熱套，以確保銅塊與模型的絕熱和絕緣。將量熱計裝入熱流測量裝置中，同時要確保銅塊受熱端面(熱氣流沖刷面)與所在平面一致。但由于湍流導管內(nèi)冷壁熱流密度較大(最高達4～5MW/m2)，同時壓力也較高，塞式量熱計中靠近熱流體側(cè)的隔熱套很容易被燒壞，從而導致較大的熱流測量誤差。本文嘗試對塞式量熱計進行改進，測量端塞塊與測試件之間不用絕緣套，而是采用線接觸和有0.4mm的間隙的量熱計，以延長其在導管內(nèi)的使用次數(shù)。

目前帶縫隙的塞式量熱計通常應(yīng)用于駐點燒蝕試驗[2-6]，氣流對沖沖刷量熱計。該結(jié)構(gòu)的不足之處在于：縫隙雖然減少塞塊與模型之間的熱交換，但同時加劇了熱氣流對塞塊側(cè)面加熱；其次較小的縫隙對塞式量熱計的安裝要求也很高。對于湍流導管中的高超聲速流動來說，首先流動方向平行于量熱計測熱端的壁面，這樣極有可能減少縫隙內(nèi)熱氣流與塞塊的換熱。而測熱端與校測件線接觸的量熱計暫時未見報道。

本文中每次實驗均更換帶絕熱套，同時，按照文獻[7]對塞塊的比熱容和導熱系數(shù)進行修正，并以其測量值作為基準，與線接觸和帶縫隙的塞式量熱計進行對比，找出改進的塞式量熱計測量值隨壓力變化規(guī)律，并通過數(shù)值分析壓力及來流馬赫數(shù)對熱流測量的影響。

1 實驗研究

1.1 實驗設(shè)備

實驗是在中國航天空氣動力技術(shù)研究院電弧風洞內(nèi)進行，由電弧加熱器、混合室、噴管、導管及真空系統(tǒng)組成，熱流測試件安裝在導管內(nèi)，如圖1所示。

超聲速湍流導管實驗原理為：被電弧加熱器加熱的高溫氣體經(jīng)二元超聲速矩形噴管加速，使高溫氣流在矩形湍流導管內(nèi)湍流流動，在導管的1個側(cè)壁面上設(shè)置量熱計及壓力計，其余3個壁面為水冷壁，并根據(jù)實驗要求，調(diào)試出要求的氣流參數(shù)。

圖1 實驗裝置及校測件安裝位置

Fig.1 Experimental setup and the setting position of the test article

導管中安裝的鋼制校測件長×寬×厚=100mm×100mm×15mm，其上面按點陣3×3均勻設(shè)置了9個塞式量熱計，橫向和縱向的每排及每列中均安裝圖3中不同形式的塞式量熱計，分別用1、2和3表示。其中1表示傳統(tǒng)的帶絕熱套的量熱計，2表示測熱塞塊與校測件線接觸的量熱計，3表示測熱塞塊與校測件有0.4mm縫隙的量熱計。另外，測試件上還設(shè)置兩個壓力測點p1和p2，以測量沿著流場方向和垂直流場方向(轉(zhuǎn)動90°安裝)的壓力分布，如圖2所示。

圖2 3種量熱計位置分布

3種塞式量熱計工藝結(jié)構(gòu)如圖3所示。塞式量熱計1安裝在校測件上階梯孔內(nèi)；塞式量熱計2從校測件下部安裝，靠近校測件表面部分加工成“八”字形孔，表面上的孔與塞塊與校測件線接觸；塞式量熱計3同樣從下部安裝，靠隔熱套與校測件緊配合。

圖3 3種塞式量熱計工藝示意圖

1.2 實驗結(jié)果及分析

為了驗證流場的均勻性，實驗的過程中分別隨機測量電弧風洞運行過程中沿著流場方向的導管壁面壓力分布(見圖2)及垂直流場方向壓力分布(圖2沿著中心旋轉(zhuǎn)90°安裝)，所用壓力傳感器量程為0～500kPa，精度±0.2%F.S，壓力分布結(jié)果見圖4和5。

圖4 沿著流場方向壁面壓力分布

Fig.4 Pressure distributions on the test article along the flow field

圖5 垂直于流場方向壁面壓力分布

Fig.5 Pressure distributions on the test article perpendicular to the flow field

由圖4和5可以看出，在電弧風洞運行過程中首先啟動冷氣，過了2s后加熱器才正式啟動。無論是橫向還是縱向，2壓力p1和p2基本一致，這表明，導管內(nèi)熱流測點的區(qū)域中未出現(xiàn)激波的干擾。圖5中的p2明顯滯后于p1，極有可能是傳感器受到干擾造成。

實驗分別在高、中、低不同狀態(tài)下進行，其來流總焓為2500kJ/kg，導管壁面靜壓范圍在30～190kPa。由于塞式量熱計1的絕熱套在冷壁熱流密度較大的條件下極易燒蝕破損，從而導致測量誤差的增加。為了確保隔熱套的完整，每次實驗結(jié)束后都要對隔熱套進行更換，確保了熱流測量精度，并以該測量值為基準熱流。

圖6～9表示隨著導管壁面壓力的增加2熱流計測量值的變化?？梢钥闯觯趯Ч鼙诿鎵毫?0和60kPa時帶縫隙熱流計和帶絕熱套熱流計(基準熱流值)測量值基本相當。然而，隨著壓力的增加，當壓力增加到140kPa時，帶縫隙的熱流計測量值高于基準值的21%；當壓力增加到190kPa時，帶縫隙的熱流計測量值高于基準值的24%。顯然，當壓力增大到一定時，縫隙的存在使得熱流測量值明顯增加。

圖6 導管內(nèi)壁面壓力為30kPa冷壁熱流歷程

Fig.6 Cold wall heat flux history with 30kPa pressure in the conduit

圖7 導管壁面壓力為60kPa熱流歷程

Fig.7 Cold wall heat flux history with 60kPa pressure in the conduit

圖8 導管壁面壓力為140kPa熱流歷程

Fig.8 Cold wall heat flux history with 140kPa pressure in the conduit

圖9 導管壁面壓力為190kPa熱流歷程

Fig.9 Cold wall heat flux history with 190kPa pressure in the conduit

而對于測熱塞塊與校測件線接觸的量熱計，當壓力大于60kPa時，測量值比標準值低13%，隨著壓力的增加，該值基本不變。在氣動熱模擬試驗中，要求模擬的環(huán)境狀態(tài)通常比彈道熱環(huán)境狀態(tài)高10%～15%，這樣可以使用線接觸量熱計取代傳統(tǒng)的帶絕熱套的量熱計，其測量值可代替要求的模擬值，而且可以長時間頻繁使用。

在圖6～9中存在一個明顯的差別是：圖6中熱流歷程是一個平臺，而其它圖中的熱流歷程隨時間是降低的，這是由于當狀態(tài)較低時(圖6中冷壁熱流僅約為480kW/m2)銅塞壁溫增加緩慢，通過熱電偶所測電壓信號較弱，抗干擾能力也較差，所測溫度值會出現(xiàn)波動，最后通過溫度變化速率計算冷壁熱流時同樣出現(xiàn)了數(shù)值波動且近似臺階狀；相反，當狀態(tài)較高時，銅塊溫升速率大，能量逐漸達到平衡時，溫升速率有變小的趨勢，所測冷壁熱流也逐漸變小。

2 數(shù)值模擬研究

2.1 數(shù)值模擬方法

電弧風洞實驗僅能得到有限的定量實驗數(shù)據(jù)，并不能獲得更多的信息來描述流場結(jié)構(gòu)。因此，利用三維數(shù)值模擬提供的三維流場可以更好地解釋上述現(xiàn)象。

計算網(wǎng)格是采用gridgen生成的三維多塊結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，計算區(qū)域長、寬、高分別為100、20和100mm的導管區(qū)域，導管的一側(cè)100mm×100mm的壁面的中心區(qū)設(shè)置Φ5的紫銅塞塊，其與測試件之間有寬為0.4mm、深為0.5mm的縫隙，共有約500萬網(wǎng)格節(jié)點，如圖10所示。

控制方程主要有質(zhì)量方程、三維可壓Navier- Stokes方程及能量方程，詳見文獻[8]和[9]。湍流模型使用可修正Ring-k-ε湍流模型，該模型適應(yīng)于計算高雷諾數(shù)湍流，尤其可以更好地處理高應(yīng)變率及流線彎曲程度較大的流動，計算更容易收斂，在工程計算中得到廣泛地應(yīng)用，其準確性及可靠度也得到較多的實驗數(shù)據(jù)的驗證。其輸運模型見文獻[10]。

k-ε湍流模型方程計算時，為了避免在壁面附近需要更細的網(wǎng)格而導致過大的計算量，采用了壁面函數(shù)處理。

2.2 計算結(jié)果及分析

為了驗證實驗可靠性，選用圖7中狀態(tài)進行計算：Ma=2.0，靜溫Ts=800K，塞塊初始表溫Tcb=300K,計算的塞塊表面熱流通量見圖11。

圖中可以看出，在上述狀態(tài)下計算所得表面熱流不是很均勻，中心部分區(qū)域較低約1000kW/m2,上下兩側(cè)較高，約1200kW/m2，與圖7中所測的熱流值較接近。圖11中左側(cè)為來流方向，在滯止流兩側(cè)縫隙內(nèi)，氣流對銅塞加熱較嚴重，該位置處熱流較高,在銅塞的下游區(qū)域熱流密度明顯偏低。

圖10 多塊結(jié)構(gòu)計算域及邊界

圖11 Ma=2.0、Ts=800K時塞塊表面冷壁熱流通量

Fig.11 Cold wall heat fluxes on the slug withMa=2.0 andTs=800K

為了解釋圖6～9中的實驗現(xiàn)象，圖12表示在來流Ma=2.0，靜溫Ts=800K時不同來流靜壓條件下縫隙內(nèi)深為0.2mm處流動特征。

由圖12可以明顯發(fā)現(xiàn)，當來流靜壓為100kPa時縫隙內(nèi)沿著銅塞一周大部分區(qū)域均有流動，尤其在銅塞后部的溝縫內(nèi)流速能達到150～210m/s; 當來流靜壓降低到60kPa時，縫隙內(nèi)流動區(qū)域向銅塞后部轉(zhuǎn)移，流速在90～180m/s; 隨著壓力的進一步降低，當來流靜壓降低到30kPa時，縫隙內(nèi)高速流動區(qū)域進一步減小，僅在銅塞后部比較窄的區(qū)域，最大流速約100m/s。結(jié)合實驗結(jié)果可以明顯看出，隨著靜壓的增加，帶縫隙的塞式量熱計熱流測量值偏離基準熱流幅度不斷增大，其原因是：壓力的增加導致縫隙內(nèi)銅塞周圍的繞流現(xiàn)象增強，強化了與銅塞之間的對流換熱能力，故熱流測量值增加。

圖12 縫隙內(nèi)深度為0.2mm處不同來流靜壓條件下流動

圖13表示來流壓力為100kPa條件下不同來流馬赫數(shù)對縫隙內(nèi)流動的影響。來流靜溫Ts=800K，Ma分別為1.5、2.0及2.5。

由圖中可以明顯看出，隨著馬赫數(shù)的增加，縫隙內(nèi)深為0.2mm處銅塞的邊緣和熱流體接觸部位不斷減小，尤其在馬赫數(shù)為2.5時，僅僅在銅塞的上下邊緣附近區(qū)域出現(xiàn)高速流動現(xiàn)象。在銅塞后部的溝縫內(nèi)基本無高速流動現(xiàn)象。由此可以判斷，隨著來流馬赫數(shù)的增加，帶縫隙的熱流計測量值與基準值之間的差異在減小。

圖13 來流靜壓100kPa、不同馬赫數(shù)條件下縫隙內(nèi)流動

Fig.13 Flow in the gap with 100kPa static pressure and different Mach numbers

3 總 結(jié)

通過實驗和數(shù)值模擬研究可以得出以下結(jié)論：

(1) 實驗研究表明，改進型量熱計(測熱端與校測件線接觸的量熱計)在中焓、高冷壁熱流條件下熱流測量值比基準值低13%，而且隨著狀態(tài)變化較穩(wěn)定。這樣，在較高的熱環(huán)境狀態(tài)下可以使用線接觸量熱計取代傳統(tǒng)的帶絕熱套的量熱計，其測量值可代替要求的模擬值(通常，要求模擬的環(huán)境狀態(tài)要高于彈道熱環(huán)境狀態(tài)的10%～15%)，同時，可以長時間頻繁使用；

(2) 實驗和數(shù)值模擬研究表明，導管內(nèi)帶有縫隙(本文中為0.4mm)的量熱計在相同來流馬赫數(shù)下隨著來流靜壓的增加，縫隙內(nèi)流動加劇，強化了熱流體與銅塞之間的換熱，使得該熱流計測量值與基準值之間的差距不斷增加；

(3) 數(shù)值模擬研究表明，在相同來流壓力條件下，隨著馬赫數(shù)的增加，縫隙內(nèi)流動在減弱，弱化了熱流體與銅塞間換熱，有利于減小該量熱計測量值與基準值之間的差異。

[1] 劉初平. 氣動熱與熱防護試驗熱流測量[M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 2013.

Liu Chuping. Heat flux measurement for aero thermodynamics and thermal protection tests[M]. Beijing: National Defense Industry Press, 2013.

[2] Imelda, Terrazas-Salinas, J Enrique Carballo, et al. Comparasion of heat transfer measurement devices in arc jet flows with shear[C]. 10thAIAA /ASME Joint Thermophysics and Heat Transfer Conference, Chicago, lllinois, 2010-5053.

[3] Jose A Santos, Anushech Nawaz, Ed Martinez, et al. Volumetric heat flux characterization experiments in the interaction heating facility at NASA ames[C]. 10thAIAA /ASME Joint Thermophysics and Heat Transfer Conference, Chicago, lllinois, 2010-4785.

[4] Nawaz A Santos, J. Assessing calorimeter evaluation methods in convective heat flux environment[C]. 10thAIAA /ASME Joint Thermophysics and Heat Transfer Conference, Chicago, lllinois, 2010-4905.

[5] ASTM Standard E 457-08, Standard Test Thermal Capacitance (Slug) Calorimeter[S]. Recertified 2008.

[6] Anuscheh Nawaz, Sergey Gorbunov, Imelda, Terrazas-Salinas. Investigation of Slug Calorimeter Gap Influence for plasma Stream Characterization[C]. 43rdAIAA Thermophysics Conference, New Orleans, Louisiana, 2012-3186.

[7] 陳連忠. 塞塊式瞬態(tài)量熱計測量結(jié)果修正方法的研究[J]. 計量學報, 2008, 29(4): 317-319.

Chen Lianzhong. A calibration method on the results of transient plug type heat fluxmeter[J]. Acta Metrologica Sinica, 2008, 29(4): 317-319.

[8] 吳子牛. 計算流體力學基本原理[M]. 北京: 科學出版社, 2000.

Wu Ziniu. Calculation fluid dynamics basic principle[M]. Beijing: Science Press, 2000.

[9] 朱自強. 應(yīng)用計算流體力學[M]. 北京: 北京航空航天大學出版社, 1998.

Zhu Ziqiang. Applied calculation fluid dynamics[M]. Beijing: Beihang University Press, 1998.

[10] 王福軍. 計算流體動力學分析[M]. 北京: 清華大學出版社, 2005.

Wang Fujun. Calculation fluid dynamics analysis[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2005.

(編輯：楊 娟)

Experimental and numerical simulation studies on heat flux measurement for slug calorimeters in the conduit

Xu Kao, Chen Lianzhong

(China Academy of Aerospace Aerodynamics, Beijing 100074, China)

The slug calorimeters in the supersonic turbulent conduit of the arc heated wind tunnel were improved. The line-contact calorimeter and the calorimeter which has a 0.4mm gap betwenn the heated end brim of the slug and the test article are adopted. Comparing to measured heat flux data by the typical slug calorimeters, the experimental results show that the output characteristics of the three types of calorimeters have good consistency under the condition of low pressure and low cold-wall heat flux; as pressure increases, the measurement values of the line-contact calorimenters slightly decrease and the measurement values of the 0.4mm gap calorimeters increase noticeably. To explain the result, the flow characteristics of the 0.4mm gap clorimenters are investigated. The influence of the free stream Mach number on the flow in the gap is also studied.

arc heated wind tunnel;supersonic conduit;heat flux;slug calorimeters;gap

1672-9897(2015)02-0084-06

10.11729/syltlx20140127

2014-10-14;

2014-12-18

XuK,ChenLZ.Experimentalandnumericalsimulationstudiesonheatfluxmeasurementforslugcalorimetersintheconduit.JournalofExperimentsinFluidMechanics, 2015, 29(2): 84-89. 許 考, 陳連忠. 導管內(nèi)塞式量熱計熱流測量實驗及數(shù)值模擬研究. 實驗流體力學, 2015, 29(2): 84-89.

V211.74+4

A

許 考(1978-)，男,江蘇泗洪人,博士。研究方向:高超聲速氣動熱技術(shù)。通信地址：北京7201信箱15分箱(100074)。E-mail: xukjzit@163.com

*通信作者 E-mail: xukjzit@163.com