疏導(dǎo)式熱防護結(jié)構(gòu)傳熱極限特性

艾邦成, 陳思員, 韓海濤,*, 胡龍飛,魯芹, 初敏, 鄧代英,俞繼軍

1. 中國航天空氣動力技術(shù)研究院，北京 100074 2. 中國航天科技集團有限公司 航天飛行器氣動熱防護實驗室，北京 100048

以組合發(fā)動機為動力的未來空天往返飛行器采用機身發(fā)動機一體化設(shè)計，為了提高吸氣式發(fā)動機的性能，機身前緣半徑達(dá)到了1～3 mm量級。由于前緣半徑過小，這些部位將面臨嚴(yán)酷的氣動加熱，其防熱成為了突出的技術(shù)難題。被動式熱防護技術(shù)依靠材料本身的耐高溫性能，在頭部、前緣等部位防熱應(yīng)用最為廣泛，如采用碳/碳化硅、抗氧化碳/碳、超高溫陶瓷與難熔金屬及其合金等材料，可以實現(xiàn)短時間的非燒蝕熱防護[1-7]。但是，在長時間的嚴(yán)酷氣動加熱條件下，材料抗氧化燒蝕及力學(xué)承載能力顯著降低，尖化前緣溫度將接近甚至超過材料應(yīng)用極限；同時駐點附近的大熱流梯度在前緣結(jié)構(gòu)形成了較高的溫度梯度，產(chǎn)生了較大的熱應(yīng)力載荷，使得結(jié)構(gòu)強度及可重復(fù)使用性能難以保證?？梢姡S著飛行狀態(tài)的提高，依賴防熱材料耐高溫抗氧化能力的被動熱防護技術(shù)將很難滿足工程使用需求。主動熱防護技術(shù)能夠明顯提高結(jié)構(gòu)防熱能力，如通過再生冷卻、氣膜/發(fā)汗冷卻等，可以實現(xiàn)熱量的快速耗散，降低熱防護結(jié)構(gòu)溫度，但是由于尖前緣部位結(jié)構(gòu)尺寸小、熱流梯度大，使得主動熱防護技術(shù)的工藝實現(xiàn)及熱環(huán)境自適應(yīng)設(shè)計難度較大，同時附加了很大的設(shè)備代償，影響了其工程應(yīng)用。

1971年Silverstein[5]首次提出了高溫?zé)峁芾鋮s前緣的防熱方案，此后基于高溫?zé)峁艿臒岱雷o技術(shù)受到了越來越多的關(guān)注，文獻(xiàn)[6]對此進行了全面深入的總結(jié)。國內(nèi)學(xué)者近些年也開展了許多研究，包含理論分析、數(shù)值分析和試驗驗證等。孫健[8-9]、劉冬歡[10-11]等對內(nèi)嵌高導(dǎo)材料/介質(zhì)的熱防護結(jié)構(gòu)進行了理論分析和試驗驗證, 彭穩(wěn)根等[12-13]對金屬結(jié)構(gòu)熱管熱防護機制進行了理論分析與數(shù)值模擬研究，牛濤等[14]測試了不同加熱功率和傾角條件對鈉工質(zhì)熱管啟動特性和等溫性能的影響，謝宗蕻和孫俊峰[15]對高溫合金翼前緣熱管結(jié)構(gòu)進行了熱結(jié)構(gòu)耦合分析和強度校核，吳國庭[16]分析了疏導(dǎo)式防熱系統(tǒng)的熱控機理及其在尖前緣部位的應(yīng)用前景，肖光明等[17]對內(nèi)置高溫?zé)峁芊罒峤Y(jié)構(gòu)利用 “平面前鋒”追蹤方式進行了冷凍啟動過程的求解。文獻(xiàn)[18-23]基于高溫?zé)峁茉恚捎媒Y(jié)構(gòu)功能一體化方案，提出了應(yīng)用于尖化前緣的一體化疏導(dǎo)式熱防護技術(shù)。通過薄壁加強殼體結(jié)構(gòu)滿足氣動外形及結(jié)構(gòu)承載要求，同時將其作為高溫?zé)峁芮惑w，內(nèi)部作為氣態(tài)工質(zhì)輸運通道，殼體內(nèi)壁布置的毛細(xì)結(jié)構(gòu)提供液態(tài)工質(zhì)回流毛細(xì)力，從而實現(xiàn)結(jié)構(gòu)功能一體化的熱疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)。通過將尖化前緣駐點附近高熱流區(qū)的熱量快速傳遞至后部低熱流區(qū)，可以極大降低結(jié)構(gòu)最高溫度及溫度梯度,有效減小材料結(jié)構(gòu)的防熱壓力，提高可重復(fù)使用性能。以上研究表明，高溫?zé)峁芙Y(jié)構(gòu)具有優(yōu)異的防熱性能。

同時，高溫?zé)峁芙Y(jié)構(gòu)防熱性能會受到連續(xù)極限、冷凍啟動極限、黏性極限、聲速極限、攜帶極限、冷凝器極限、毛細(xì)力極限和沸騰極限等傳熱極限限制。對于尖楔形一體化高溫?zé)峁?，由于工作溫度較高，一般不會受到連續(xù)流極限、冷凍啟動極限和黏性極限的限制[24-25]。同時，由于尖前緣腔體向后逐漸開敞，蒸汽流通面積較大，蒸汽流速相對較小，聲速極限和攜帶極限對應(yīng)的熱流密度較高，且熱管的沸騰極限量級相對很高，因此一般將毛細(xì)極限做為限制尖前緣熱管傳熱能力的主要因素，尤其在加速飛行條件下，慣性力方向與工質(zhì)回流方向相反，工質(zhì)回流將受到顯著影響。當(dāng)工質(zhì)回流量不能滿足傳熱需求時，熱管蒸發(fā)段工質(zhì)會出現(xiàn)燒干現(xiàn)象影響熱疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)的正常工作，因此開展過載環(huán)境下熱疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)性能研究對于其工程應(yīng)用具有重要的意義。本文通過理論分析和實驗研究相結(jié)合的方法，研究一體化前緣熱疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)在不同過載條件下的性能變化規(guī)律，為后續(xù)疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)性能優(yōu)化及工程應(yīng)用提供支持。

1 疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)模型

尖前緣疏導(dǎo)模型為一體化高溫?zé)峁芙Y(jié)構(gòu)，由上下面板殼體、左右側(cè)板、尾板、加強肋組成封閉腔體，如圖1所示。材料均為鎳基高溫合金GH3044，厚度2 mm。腔體內(nèi)部充裝堿金屬鈉作為工質(zhì)。壁板內(nèi)部布置不銹鋼復(fù)合絲網(wǎng)毛細(xì)芯作為液態(tài)工質(zhì)回流通道，絲網(wǎng)疊層次序為300目/100目/300目。絲網(wǎng)清洗后，將絲網(wǎng)按次序鋪設(shè)并加壓展平，采用電阻焊方式固定于內(nèi)壁面，焊點分布密度約為20 mm×15 mm，保證絲網(wǎng)與壁面貼合平整并連接牢固，如圖2所示。模型長度為300 mm，寬度為80 mm，上下殼體錐角14°，前緣半徑2 mm。

圖1 尖前緣一體化高溫?zé)峁芙Y(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of sharp leading edge integrated with heat pipe

圖2 內(nèi)部結(jié)構(gòu)組成及復(fù)合絲網(wǎng)局部細(xì)節(jié)Fig.2 Internal structures and details of composite screen wick

2 理論評估

文獻(xiàn)[24-25]對熱管毛細(xì)極限進行了深入的研究，本文基于此分析尖前緣一體化高溫?zé)峁茉?00 ℃工作溫度下的過載環(huán)境適應(yīng)能力。熱管工質(zhì)的循環(huán)依靠毛細(xì)吸液芯結(jié)構(gòu)與工作液體產(chǎn)生的毛細(xì)壓頭維持，由于毛細(xì)結(jié)構(gòu)提供的毛細(xì)壓頭有限，使熱管的最大傳熱能力受到限制，這種限制通常稱作毛細(xì)極限或流體動力極限。熱管正常工作時，需滿足以下必要條件[24]：

Δpcap,max≥Δpv+Δpl+Δpg+Δpa

(1)

式中:Δpcap,max為毛細(xì)吸液芯最大毛細(xì)力;Δpv為克服蒸汽從蒸發(fā)段流向冷凝段的阻力降;Δpl為熱管吸液芯中液體流動的壓力降;Δpg和Δpa分別為重力和過載引起的液體壓力降。對于一般軸向均勻熱管，液體壓力降和氣體阻力降相對毛細(xì)力來說為小量，且尖前緣熱管腔體向后逐漸開敞，有利于氣體輸運，因此這里忽略液體壓力降和氣體阻力降的影響，即

Δpcap,max≥Δpg+Δpa

(2)

對于毛細(xì)吸液芯最大毛細(xì)力，有[24]

(3)

式中:σ為液態(tài)工質(zhì)工作溫度下表面張力系數(shù);rc為有效毛細(xì)半徑，且有[24]

(4)

式中：W為絲網(wǎng)間距；d為絲網(wǎng)直徑；N為絲網(wǎng)目數(shù)，即絲網(wǎng)在每2.54 cm長度下的網(wǎng)孔數(shù)?？梢?，對于絲網(wǎng)式吸液芯，絲網(wǎng)目數(shù)越大，有效毛細(xì)半徑越小，其提供的最大毛細(xì)力越大。采用復(fù)合絲網(wǎng)時，每層絲網(wǎng)均能提供毛細(xì)作用，有利于提高液體回流能力，但由于復(fù)合絲網(wǎng)層間的細(xì)觀結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，難以進行準(zhǔn)確的理論分析，因此保守計，采用其中目數(shù)最高的絲網(wǎng)(300目)參數(shù)對其毛細(xì)力進行評估，即

(5)

尖前緣熱管水平放置，上下表面受到重力引起的液體壓力降分別為[24]

(6)

上下表面受到加速過載引起的液體壓力降為[24]

Δpa=σlalcosφ

(7)

式中：φ為毛細(xì)芯與重力及過載方向的夾角，這里為尖前緣半錐角；l為熱管長度；a為過載加速度。

根據(jù)式(1)～式(7)，可得最大可承受過載：

(8)

3 過載試驗考核

3.1 試驗方案

在離心機工作端集成石英加熱設(shè)備，實現(xiàn)過載和熱載荷的同時加載，試驗裝置示意圖如圖3所示，其中U型石英燈加熱器對試件前部進行局部加熱，以近似模擬非均勻氣動加熱環(huán)境。過載試驗艙內(nèi)照片如圖4所示。

圖3 過載試驗裝置示意圖Fig.3 Sketch of overloading test device

圖4 過載試驗離心機艙內(nèi)照片F(xiàn)ig.4 Picture of centrifuge inside for overloading test

試驗中，首先進行靜態(tài)加熱，待疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)啟動并達(dá)到穩(wěn)態(tài)后，通過動態(tài)調(diào)整加熱器功率以維持駐點附近溫控點T1的溫度不變，同時對過載環(huán)境進行逐級加載和卸載，觀測疏導(dǎo)構(gòu)件在不同過載環(huán)境下的溫度響應(yīng)，根據(jù)其等溫特性的變化評估其過載環(huán)境適應(yīng)特性。

試驗件外表面共布置9個溫度測點，如圖5所示，其中T1～T5點位于上板，間距均為50 mm。T1點為溫控點，距前緣駐點5 mm。T6點和T7點位于右側(cè)板，距離尾蓋板分別為60 mm和10 mm。T8點和T9點位于尾蓋板。

3.2 試驗結(jié)果與分析

試驗中，過載加載歷程如表1所示。

試驗中過載實測值與各點溫度變化如圖6所示，其中橫軸為時間，左側(cè)縱軸為測點溫度T，右側(cè)縱軸為過載大小。對溫控點T1采用兩個線性段等溫升速率加載，然后保持800 ℃恒溫。結(jié)合過載加載歷程及結(jié)構(gòu)溫度響應(yīng)，將試驗過程分為熱管啟動段(0～287 s)，過載加載段(287～1 578 s) 以及熱管重啟動段(1 578 s以后)。熱管啟動段內(nèi)熱管逐漸啟動并達(dá)到800 ℃穩(wěn)定工作；過載加載段為過載逐級增加及卸載過程；熱管重啟動段為過載減小后熱管功能逐漸恢復(fù)的過程。

圖5 測點布置Fig.5 Measure points arrangement

表1 過載加載歷程Table 1 Loading history of overloading

圖6 過載試驗全程測點溫度變化Fig.6 Temperature variation of overloading test

1) 熱管啟動段(0～287 s)

熱管啟動段內(nèi)測點溫度變化如圖7所示?？梢姡?7 s左右T2測點溫升速率顯著提高，表明熱管啟動過程已經(jīng)開始，此后T3～T5點依次出現(xiàn)溫升速率的顯著提高，體現(xiàn)了熱管結(jié)構(gòu)由前至后的逐步啟動過程；152 s左右，尾蓋板中心測點T8溫度與頭部測點T1溫度分別為573 ℃和632 ℃，表明熱管結(jié)構(gòu)已經(jīng)完全啟動。

圖7 熱管啟動段測點溫度變化Fig.7 Temperature variation of start-up stage of heat pipe

2) 過載加載段(287～1 578 s)

由圖6可見，在過載小于2g時，各測點溫度沒有明顯變化；在過載大于2g且小于4g時，由于離心機轉(zhuǎn)速提高，對流散熱作用增強，各測點溫度下降，但趨勢基本相同，熱管結(jié)構(gòu)仍然具有一定的等溫性；當(dāng)過載達(dá)到4g后，各點溫差逐漸增大，熱管均溫性明顯下降，表明熱疏導(dǎo)效果有所下降，且隨過載增加下降愈發(fā)明顯，這是由于過載增加使得液態(tài)工質(zhì)回流阻力增大流速減緩，駐點附近工質(zhì)回流量的不足將限制單位時間內(nèi)的工質(zhì)蒸發(fā)量，降低熱管向冷端的傳熱效率，在控制駐點溫度不變的條件下，使得熱管均溫性明顯降低。若此時提高至更為嚴(yán)酷的加熱水平，駐點工質(zhì)將逐漸減少甚至干涸，造成熱管干燒失效，甚至引起結(jié)構(gòu)超溫破壞，因此過載環(huán)境是影響疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)性能的關(guān)鍵因素之一。

3) 過載卸載熱管重啟動段(1 528 s以后)

1 089 s后過載開始卸載，在1 263 s后過載小于4g，后端T5、T6溫度開始回升，表明熱管傳熱能力開始逐漸恢復(fù)。如圖8所示，在1 528 s時刻，T1點溫度突然降低，T2及后端所有測點溫度同步回升，表明熱管基本恢復(fù)了快速傳熱能力，等溫性能恢復(fù)。同時，前緣熱量快速向后疏導(dǎo)，使得T1點石英燈加熱瞬時難以維持800 ℃恒溫，出現(xiàn)溫度瞬時下降的現(xiàn)象。

圖8 過載卸載熱管重啟動段測點溫度變化Fig.8 Temperature variation of unloading stage of heat pipe

4 結(jié) 論

結(jié)合理論分析與地面試驗，研究了一體化前緣疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)的抗過載能力。試驗結(jié)果表明，一體化前緣疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)件實現(xiàn)了成功啟動。對于本文疏導(dǎo)防熱結(jié)構(gòu)，當(dāng)過載小于4g時，疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)具有較好的熱量快速疏散能力；過載大于4 g時，疏導(dǎo)性能受到了明顯影響，且隨過載繼續(xù)增大將喪失疏導(dǎo)性能；過載卸載后，疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)能夠重新啟動，表明短時間大過載環(huán)境不影響過載去除后防熱結(jié)構(gòu)疏導(dǎo)性能。

毛細(xì)力的大小決定了液態(tài)工質(zhì)的回流能力，后續(xù)將進一步優(yōu)化毛細(xì)結(jié)構(gòu)設(shè)計，使疏導(dǎo)結(jié)構(gòu)的抗過載能力得到有效提升。同時，由于復(fù)合絲網(wǎng)式吸液芯有效毛細(xì)半徑的保守簡化，使得抗過載理論值相對保守，后續(xù)需進一步的理論分析與試驗驗證，對預(yù)測方法進行改進。

[21] AI B C， YU J J, CHEN S Y, et al. Fabrication of lithium/C-103 alloy heat pipe for sharp leading edge cooling[J]. Heat Mass Transfer, 2018, 54: 1359-1366.