高速再入發(fā)汗熱防護(hù)效果計(jì)算與試驗(yàn)研究

逯雪鈴，孟?；郏问缃?，張慶兵，張 博，姚 軍，郭 瑾，黃海明，彭錦龍，周 凱

(1.北京電子工程總體研究所，北京100854； 2.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京100044；3.中國(guó)航天空氣動(dòng)力技術(shù)研究院，北京100074)

1 引言

高速進(jìn)(再)入大氣航天器具有極高的動(dòng)能，在依靠大氣減速的過程中，通過激波壓縮和粘性阻滯作用將動(dòng)能中的一部分轉(zhuǎn)換為氣體內(nèi)能，氣體總溫可達(dá)10000 K 量級(jí)，而高溫氣體對(duì)物面形成的氣動(dòng)加熱可達(dá)MW/m2量級(jí)，可使物面發(fā)生嚴(yán)重的燒蝕[1]。 主動(dòng)熱防護(hù)系統(tǒng)可以抵抗高熱流密度的長(zhǎng)時(shí)間加熱，可重復(fù)使用，并且可實(shí)現(xiàn)溫度和熱流的閉環(huán)控制，設(shè)計(jì)靈活，有必要對(duì)其開展探索研究。 主動(dòng)熱防護(hù)系統(tǒng)利用冷卻工質(zhì)阻止或帶走熱量，達(dá)到控制熱流值、保護(hù)結(jié)構(gòu)和材料不超過溫度限度的目的，通常采用對(duì)流、薄膜、發(fā)汗3種形式[2]。 發(fā)汗主動(dòng)防熱原理如圖1 所示，能適應(yīng)各種熱環(huán)境，也可以保持飛行器外物面幾何不變，從而提高再入軌道預(yù)測(cè)的精確性，具有很好的前景。

目前，發(fā)汗研究集中于多孔材料的制備工藝或發(fā)汗材料對(duì)空氣、水和乙醇的滲透特性等基礎(chǔ)性的研究[3]。 也有一些文獻(xiàn)針對(duì)中等溫度情形借助電弧風(fēng)洞試驗(yàn)研究流場(chǎng)結(jié)構(gòu)和冷卻效果，對(duì)比了水和氮?dú)獍l(fā)汗防熱效果，建議以水作為冷卻劑，并在電弧風(fēng)洞試驗(yàn)中觀察到試件周邊形成結(jié)晶冰須的現(xiàn)象[4]。 但再入飛行器經(jīng)受極高溫度氣流環(huán)境，需要同時(shí)考慮來流與發(fā)汗介質(zhì)顯著的高溫化學(xué)反應(yīng)效應(yīng)，重新開展干擾流場(chǎng)結(jié)構(gòu)、防熱效果和防熱機(jī)理研究，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。

對(duì)此，本文采用粘性高溫多組分反應(yīng)流動(dòng)數(shù)值方法對(duì)典型再入?yún)?shù)不同發(fā)汗速率下流場(chǎng)結(jié)構(gòu)、防熱效果和機(jī)理進(jìn)行分析，從理論角度明確高速再入發(fā)汗防熱的有效性，并明確隔熱、吸熱隨發(fā)汗速率的對(duì)比關(guān)系。 依據(jù)理論計(jì)算結(jié)論制備滿足滲透率的發(fā)汗材料和發(fā)汗裝置，通過電弧風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)一步驗(yàn)證高速再入發(fā)汗防熱的可行性。

2 發(fā)汗防熱機(jī)理與效果理論計(jì)算

2.1 冷卻劑選擇分析

發(fā)汗材料需要具備耐高溫、耐高壓、輕質(zhì)和高滲透率等特性，試驗(yàn)選定了泡沫陶瓷材料。冷卻劑選擇考慮易保存、安全無毒、吸熱效率高等方面，水滿足以上要求。 在標(biāo)準(zhǔn)條件下水的熱容達(dá)到4.186 kJ/(kg·K)，蒸發(fā)潛熱更可達(dá)2260 kJ/kg[4]，水氣熱容也可達(dá)到1.848 kJ/(kg·K)，水氣進(jìn)一步升溫離解吸熱可達(dá)13436 kJ/kg。 發(fā)汗防熱主要通過冷卻劑的吸熱和阻塞作用實(shí)現(xiàn)功能。 吸熱作用方面，單位質(zhì)量的水經(jīng)過升溫、相變等物理過程可以吸收約2800 kJ 熱量(假定發(fā)汗壁面升溫至500 K)。 阻塞作用方面，發(fā)汗冷卻劑在物面形成膜層，阻隔開外部高溫氣流，具有很好的減熱作用。 對(duì)于高速再入情況，氣體會(huì)離解一部分，吸收大量熱，降低物面周圍氣體溫度，從而也會(huì)起到冷卻防熱的作用。 離解吸熱是在冷卻劑離開物面后發(fā)生的，因此也歸在阻塞作用里，即將冷卻劑流經(jīng)發(fā)汗材料升溫、相變、相變后繼續(xù)升溫直至到達(dá)發(fā)汗表面過程中吸收的熱量歸在吸收作用方面，其余均歸在阻塞作用方面。

2.2 理論計(jì)算模型

為提高發(fā)汗冷卻劑的利用效率，需要控制發(fā)汗速率使發(fā)汗表面溫度在不發(fā)生結(jié)構(gòu)損壞的前提下維持較高的溫度。 設(shè)定發(fā)汗表面溫度為500 K，如水以液態(tài)存在，壓強(qiáng)需要達(dá)到106Pa 量級(jí)，而通常再入返回飛行物面壓強(qiáng)遠(yuǎn)低于此值，因此可以認(rèn)為冷卻劑水從物面滲出即為氣態(tài)。為了進(jìn)一步簡(jiǎn)化計(jì)算分析過程，雖然在防熱效果分析中將冷卻劑在發(fā)汗材料中流動(dòng)吸熱因素考慮在內(nèi)，但不考慮冷卻劑在發(fā)汗材料中流動(dòng)的具體細(xì)節(jié)，而僅將發(fā)汗表面設(shè)定為入流邊界引入設(shè)定發(fā)汗表面溫度的氣態(tài)發(fā)汗介質(zhì)。 這樣，模擬區(qū)域限定在物面外的氣體流動(dòng)區(qū)域，通過求解粘性高溫多組分化學(xué)反應(yīng)方程分析發(fā)汗防熱機(jī)理和效果。

對(duì)于高速再入飛行器，繞流氣體通過激波壓縮和粘性耗散，氣體動(dòng)能損失中的一部分轉(zhuǎn)變?yōu)闅怏w的內(nèi)能，氣體溫度極高，氣體分子振動(dòng)能充分激發(fā)，氣體繼續(xù)升溫還會(huì)產(chǎn)生離解、置換等化學(xué)反應(yīng)，因此繞流氣體是多組分的高溫反應(yīng)氣體。 采用的高溫氣體動(dòng)力學(xué)控制方程為式(1)[5-6]：

ρi＝[ρ1，ρ2，…，ρns]T，ns為氣體組分的個(gè)數(shù)， ρ ＝∑ρi為氣體總密度，u、v、w 分別為x、y、z 方向速度，P 為壓強(qiáng)，et為單位質(zhì)量總能，是關(guān)于溫度和組分的函數(shù)，為化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)源項(xiàng)，采用有限速率化學(xué)反應(yīng)模型結(jié)合流場(chǎng)耦合求解。 熱流量qx表達(dá)為式(2)：

qy及qz類同。 式中，Di為組分?jǐn)U散系數(shù)，hi為氣體比焓， k 為氣體導(dǎo)熱系數(shù)， T 為氣體溫度?；旌蠚怏w通過擴(kuò)散和粘性剪切作用進(jìn)行摻混，具體的擴(kuò)散、粘性和其它熱物性參數(shù)可參照文獻(xiàn)方法確定[5-6]。 化學(xué)反應(yīng)式可統(tǒng)一寫為式(3)形式[6]：

式中nr為反應(yīng)個(gè)數(shù)，其余參量具體意義可參照文獻(xiàn)。 結(jié)合式(4)所示Arrhenius 反應(yīng)速率公式[6]，可確定氣體組分的生成速率。 表1 為采用的反應(yīng)方程及參數(shù)。

表1 反應(yīng)方程及參數(shù)(cm3、mol、s)Table 1 Reaction equations and parameters(cm3、mol、s)

2.3 計(jì)算結(jié)果分析

再入返回艙肩部熱流可達(dá)1000 kW/m2量級(jí)[1]，為了降低計(jì)算的復(fù)雜性，按照同等熱流水平和同等再入飛行參數(shù)原則，針對(duì)圖2 所示球頭圓柱開展發(fā)汗防熱效果計(jì)算分析。 采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格離散氣體繞流3 維區(qū)域，通過在各個(gè)網(wǎng)格單元求解高溫氣體動(dòng)力學(xué)方程組獲得空間和物面流場(chǎng)參數(shù)。 球頭圓柱半徑通過計(jì)算確定為0.05 m，此時(shí)球頭熱流為1500 kW/m2，由于飛行參數(shù)相同，總焓和波后總壓也相同，故此外形可以復(fù)現(xiàn)返回艙肩部熱環(huán)境，滿足發(fā)汗防熱效果驗(yàn)證需求。 球頭端為發(fā)汗面，高速氣流和發(fā)汗面參數(shù)如表2 所示。發(fā)汗冷卻劑為水，為了提高發(fā)汗冷卻劑利用效率，會(huì)盡可能提高發(fā)汗面溫度，我們?cè)O(shè)定壁溫為500 K，而高速進(jìn)(再)入飛行器需要高空減速，其壁面壓強(qiáng)低于1 個(gè)大氣壓，發(fā)汗介質(zhì)為氣態(tài)水。通常的耐高溫材料溫度可耐受1600 K 以上[7]，發(fā)汗面溫度可隨實(shí)際應(yīng)用情況進(jìn)行調(diào)節(jié)。

圖2 算例示意圖Fig.2 Schematic diagram of a calculation example

表2 計(jì)算參數(shù)Table 2 Parameters for calculation

圖3 為無發(fā)汗時(shí)表面的壓強(qiáng)云圖，由于發(fā)汗速率僅幾十米每秒量級(jí)，根據(jù)等熵流動(dòng)理論可知，發(fā)汗時(shí)表面壓強(qiáng)可認(rèn)為等于無發(fā)汗時(shí)表面壓強(qiáng)。圖4 為無發(fā)汗表面的氣動(dòng)加熱分布，駐點(diǎn)熱流密度達(dá)到1500 kW/m2。 圖5 為不同發(fā)汗速率的剖面馬赫數(shù)云圖，高速氣流在壁面附近發(fā)生強(qiáng)烈的減速壓縮，在壁面周圍必然形成高溫環(huán)境，來流氣體和發(fā)汗水氣均會(huì)發(fā)生顯著的離解等反應(yīng)。

圖3 無發(fā)汗防熱表面壓強(qiáng)Fig.3 Pressure without transpiration

圖4 無發(fā)汗防熱表面加熱Fig.4 Heating rate without transpiration

圖5 不同發(fā)汗速率的馬赫數(shù)分布Fig.5 Mach contour for various transpiration rates

圖6和圖7 分別為O 和N 質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖，其中O 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)可達(dá)12%，N 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到3.6%，因N2的離解特征溫度遠(yuǎn)高于O2的離解特征溫度，故N 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)遠(yuǎn)低于O 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。圖8 和圖9 分別為H 和OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖，OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)已達(dá)到7.6%，因此水已發(fā)生了明顯的離解。

圖6 不同發(fā)汗速率的氧原子質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.6 O mass ratio contour for various transpiration rates

圖10為溫度空間分布和流線空間分布，發(fā)汗噴流形成一定厚度的低溫氣膜層，起到很強(qiáng)的隔熱作用，隨著噴流速度的增加，氣膜層厚度近似呈線性增加，并且球面上氣膜層厚度分布均勻，對(duì)減少氣動(dòng)加熱有利。

圖7 不同發(fā)汗速率的氮原子質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.7 N mass ratio contour for various transpiration rates

圖8 不同發(fā)汗速率的氫原子質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.8 H mass ratio contour for various transpiration rates

圖9 不同發(fā)汗速率的氫氧根質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.9 OH mass ratio contour for various transpiration rates

圖10 不同發(fā)汗速率的溫度分布Fig.10 Temperature contour for various transpiration rates

圖11～圖14 分別為駐點(diǎn)線(即x 軸，球面頂點(diǎn)為原點(diǎn))的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布，低速發(fā)汗噴流條件下H、H2、OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)相較高速發(fā)汗噴流條件的明顯要高，而對(duì)應(yīng)位置處H2O 質(zhì)量分?jǐn)?shù)要低。 根據(jù)H 質(zhì)量守恒，我們估計(jì)H2O 的離解程度可達(dá)15%，發(fā)生的離解吸熱反應(yīng)有助于降低流場(chǎng)溫度，對(duì)降低氣動(dòng)加熱有利。

圖11 不同發(fā)汗速率駐點(diǎn)線H 質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.11 H mass ratio at stagnation line for various transpiration rates

圖12 不同發(fā)汗速率駐點(diǎn)線H2 質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.12 H2 mass ratio at stagnation line for various transpiration rates

圖13 不同發(fā)汗速率駐點(diǎn)線OH 質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.13 OH mass ratio at stagnation line for various transpiration rates

圖14 不同發(fā)汗速率駐點(diǎn)線H2O 質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.14 H2O mass ratio at stagnation line for various transpiration rates

圖15為駐點(diǎn)線溫度分布，當(dāng)發(fā)汗噴流速度達(dá)到10 m/s 時(shí)，溫度梯度為無發(fā)汗噴流時(shí)值的25%，而當(dāng)發(fā)汗噴流速度達(dá)到20 m/s 時(shí)，溫度梯度為無發(fā)汗噴流時(shí)值的0.24%，空氣和水氣的導(dǎo)熱系數(shù)接近分別為0.024 W/(m·K)和0.025 W/(m·K)，根據(jù)傅立葉傳熱原理，無發(fā)汗噴流、發(fā)汗噴流速度為10 m/s 和20 m/s 時(shí)物面熱流密度分別為1500 kW/m2、375 kW/m2和3.6 kW/m2，由于噴流速度為20 m/s 時(shí)熱流密度已很微小，繼續(xù)提高發(fā)汗噴流速度意義不大。

圖15 不同發(fā)汗速率駐點(diǎn)線溫度分布Fig.15 Gas temperature at stagnation line

表3 是不同發(fā)汗速率條件下冷卻劑吸熱作用和阻塞作用的對(duì)比關(guān)系，表中數(shù)據(jù)假設(shè)冷卻劑完成升溫和相變吸熱，并且在氣化后升溫至500 K繼續(xù)吸熱，屬于一種理想化的情況。 結(jié)果顯示，隨著發(fā)汗速率增加，吸收作用逐漸超過阻塞作用，速度最高時(shí)僅靠吸熱已滿足防熱需求，發(fā)揮阻塞作用可有效降低冷卻劑用量，提高防熱系統(tǒng)效率。

表3 吸熱與阻塞作用對(duì)比Table 3 Absorption and blocking

3 發(fā)汗防熱電弧風(fēng)洞試驗(yàn)

3.1 原理裝置

圖16 為發(fā)汗原理裝置示意圖，包含供水裝置、夾持裝置、發(fā)汗材料及管路等。 圖17 為發(fā)汗原理裝置各部件，圖18 為各部件組裝圖，整體近乎圓柱狀，一端為發(fā)汗材料夾持裝置，夾持裝置直徑26 mm，發(fā)汗材料外露直徑16 mm，圓柱另一端為供水、水壓測(cè)量和水溫測(cè)量接口，如圖19 中粗銅管為供水管，細(xì)銅管為水壓測(cè)量管，導(dǎo)線為測(cè)量水溫的熱電偶線路。 圖20 為GM0010PL1MNN 型計(jì)量泵，作為發(fā)汗防熱的供水裝置，電機(jī)功率0.25 kW，最大供水壓強(qiáng)1.2 MPa，供水量0～3.55 g/s，穩(wěn)定性精度0.22%。 此裝置可設(shè)定流量，并根據(jù)外界環(huán)境壓強(qiáng)變化調(diào)節(jié)供水壓強(qiáng)以維持流量不變。 圖21為原理裝置在電弧風(fēng)洞支架上的實(shí)際安裝圖，支架后端引出供水管路、水壓測(cè)量管路和水溫測(cè)量熱電偶線路。

圖16 發(fā)汗原理裝置示意圖Fig.16 Schematic diagram of transpiration device

圖17 發(fā)汗原理裝置部件Fig.17 Components of transpiration device

圖18 發(fā)汗原理裝置組裝圖Fig.18 Assembly of transpiration device

圖21 試驗(yàn)裝置安裝圖Fig.21 Installation of test device

3.2 初始試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)在FD04 電弧風(fēng)洞中開展，表4 是初始試驗(yàn)選用的試驗(yàn)參數(shù)，參數(shù)對(duì)應(yīng)發(fā)汗材料表面中心位置，總焓15000 kJ/kg，最大熱流1900 kW/m2。 圖22 為原理裝置水流量為0.3 g/s 條件下試驗(yàn)過程中的可見光圖像，發(fā)汗材料附近出現(xiàn)水汽，證明材料表溫未超過水的沸點(diǎn)溫度。 另外由于氣體在繞過圓面端頭后急速膨脹導(dǎo)致氣溫驟降，水汽逐漸凝結(jié)形成疏松的冰須。 圖23 為初始試驗(yàn)中做完3 個(gè)風(fēng)洞車次后發(fā)汗端圖片，發(fā)汗材料仍舊完整，驗(yàn)證了發(fā)汗裝置的可重復(fù)使用性。

表4 初始試驗(yàn)參數(shù)Table 4 Parameters of the first test

圖22 初始試驗(yàn)過程圖像Fig.22 Testing image of the first test

圖23 3 個(gè)車次的后發(fā)汗端頭Fig.23 Transpiration end after 3 runnings

3.3 再次試驗(yàn)結(jié)果

為了對(duì)發(fā)汗材料溫度特性做更為細(xì)致的測(cè)試，準(zhǔn)備并完成了第二次試驗(yàn)。 采用了適合300 K附近溫度測(cè)量的紅外熱像儀，并將原先的適用于高溫波段的風(fēng)洞觀察窗口更換為適用于低溫波段的鍺玻璃觀察窗口，記錄紅外圖像，并采集發(fā)汗材料表面中心的溫度數(shù)據(jù)。

表5 為再次試驗(yàn)參數(shù)。 由于在準(zhǔn)備試驗(yàn)過程中，電弧風(fēng)洞已經(jīng)更換了加熱器，此次試驗(yàn)提高了壓強(qiáng)，而總焓未達(dá)到初始試驗(yàn)數(shù)值，但熱流最高仍舊達(dá)到1900 kW/m2。 從傳熱原理來說，由于防護(hù)后的壁溫僅數(shù)百開量級(jí)，因此滿足外流總焓遠(yuǎn)高于壁面氣體焓值的條件，并且外流總焓也已達(dá)5500 kJ/kg，故仍可考核發(fā)汗防熱效果。 此次試驗(yàn)發(fā)汗速率為0.7 g/s。 圖24 為試驗(yàn)過程中的紅外熱圖，由發(fā)汗端面?zhèn)惹胺脚臄z得到，發(fā)汗材料表面溫度接近常溫，發(fā)汗原理裝置圓管及金屬支架內(nèi)部均通水防護(hù)，故圖中大面積區(qū)域的溫度不超過200 ℃，但棱角上熱流密度根據(jù)經(jīng)驗(yàn)估計(jì)為發(fā)汗材料中心熱流密度的3～5 倍，故圖中出現(xiàn)局部高溫區(qū)。 支架后管路和線路用厚厚的防熱材料包裹起來進(jìn)行隔熱防護(hù)，因此防熱材料表面升溫很快，見圖中支架后三角形部分，整體溫度是最高的，已達(dá)600 ℃。 圖中高溫圓弧區(qū)為風(fēng)洞結(jié)構(gòu)升溫產(chǎn)生的。 圖25 為再次試驗(yàn)溫度曲線，溫度數(shù)據(jù)是按照表面輻射系數(shù)和觀察窗鍺玻璃透射系數(shù)均為1 得到的，根據(jù)溫度臺(tái)階變化，可以區(qū)分臺(tái)階切換，發(fā)汗裝置對(duì)風(fēng)洞試驗(yàn)臺(tái)階切換反應(yīng)快速，發(fā)汗材料中心溫度最高上升了約40 K。 此外由圖25也可得知，臺(tái)階2 總焓和熱流提高后，平衡溫度反而有些下降，故發(fā)汗防熱效果受多種因素影響，規(guī)律比較復(fù)雜。

表5 再次試驗(yàn)參數(shù)Table 5 Parameters of the second test

圖24 再次試驗(yàn)紅外圖像Fig.24 Infrared image of the second test

圖25 再次試驗(yàn)溫度曲線Fig.25 Temperature curve of the second test

4 結(jié)論

1)揭示了發(fā)汗主動(dòng)防熱中冷卻劑吸熱作用和阻塞作用對(duì)比關(guān)系。 結(jié)果顯示，隨著發(fā)汗速率增加，吸收作用逐漸超過阻塞作用，發(fā)揮阻塞作用可有效降低冷卻劑用量，提高防熱系統(tǒng)效率。 需要注意的是，除了對(duì)流加熱外，極高溫的繞流氣體還會(huì)在物面形成一定的輻射加熱，要靠冷卻劑升溫及相變吸收。

2)在理論計(jì)算分析的基礎(chǔ)上，確定合理的發(fā)汗防熱系統(tǒng)參數(shù)，設(shè)計(jì)制作了發(fā)汗防熱原理裝置，完成電弧風(fēng)洞原理驗(yàn)證試驗(yàn)，從原理上驗(yàn)證了再入高焓高加熱條件下發(fā)汗主動(dòng)防熱的可行性和可重復(fù)使用性。 電弧風(fēng)洞中直接施加了1000 kW/m2量級(jí)的高熱環(huán)境，環(huán)境切換也是瞬時(shí)完成的，相比實(shí)際飛行中緩變的加熱環(huán)境，試驗(yàn)加熱方式更加嚴(yán)酷，因此進(jìn)一步證明了發(fā)汗防熱的可用性。

3)再入飛行條件比較特殊，還未見有針對(duì)性的發(fā)汗防熱機(jī)理和效果方面的研究。 材料制備技術(shù)的進(jìn)步必然會(huì)提高發(fā)汗系統(tǒng)的可靠性，從而使發(fā)汗成為再入防熱的可選途徑。 再入空域、速域廣泛，發(fā)汗防熱機(jī)理和效果還需更多后續(xù)研究。

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