激波干擾對(duì)發(fā)汗冷卻影響的數(shù)值模擬研究

張紅軍，康宏琳

(北京空天技術(shù)研究所，北京 100074)

0 引 言

隨著航空航天技術(shù)的不斷發(fā)展，新一代航空航天飛行器熱端部件所承受的熱負(fù)荷越來(lái)越高，相應(yīng)的熱防護(hù)技術(shù)也面臨著越來(lái)越嚴(yán)峻的挑戰(zhàn),目前常規(guī)的熱防護(hù)措施已經(jīng)越來(lái)越難以滿足日益嚴(yán)峻的熱防護(hù)要求。相對(duì)于普通冷卻方式來(lái)說(shuō)，以多孔介質(zhì)為載體的發(fā)汗冷卻結(jié)構(gòu)形式具有冷卻效率高(最大冷卻能力可超過(guò)1000 MW/m2)、覆蓋性能好、易于控制等優(yōu)點(diǎn)，是目前最具有發(fā)展?jié)摿Φ南冗M(jìn)冷卻方式之一[1-3]。

發(fā)汗冷卻過(guò)程中冷卻介質(zhì)通過(guò)可滲透壁面與主流產(chǎn)生相互作用，在受熱壁面表面形成引射介質(zhì)邊界層，將高溫主流與壁面之間隔離開來(lái)，因而其冷卻效率很高。國(guó)內(nèi)外針對(duì)不同類型的發(fā)汗冷卻過(guò)程開展了較為廣泛的研究，Mickley等[4]經(jīng)過(guò)理論分析得出了低速流動(dòng)條件下引射氣體邊界層的無(wú)量綱摩檫系數(shù)以及傳熱系數(shù)理論關(guān)系式；Moffat等[5]和Anderson等[6]對(duì)低速湍流平板氣體引射過(guò)程進(jìn)行了系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)研究，并在很大的范圍內(nèi)考慮了注入率、抽吸率以及壓力梯度等影響，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明Mickley等[4]提出的無(wú)量綱傳熱系數(shù)理論預(yù)測(cè)關(guān)系式與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)符合得很好；之后Kays等[7]更進(jìn)一步分析了當(dāng)注入的冷卻介質(zhì)與主流流體為不同氣體時(shí)由于兩者物性差異對(duì)壁面摩擦阻力和冷卻效果的影響，結(jié)果表明異質(zhì)氣體發(fā)散冷卻會(huì)明顯改變無(wú)量綱傳熱系數(shù)分布，當(dāng)主流流體為空氣，引射氣體分別為氫氣和氦氣時(shí)，考慮物性變化的無(wú)量綱傳熱系數(shù)要比常物性的小得多。Kuhn等[8]、Gülhan等[9]、Langener等[10]、Langener等[11]以及Huang等[12]針對(duì)超聲速主流條件下不同引射氣體對(duì)壁面冷卻效果的影響開展了實(shí)驗(yàn)研究，驗(yàn)證了發(fā)汗冷卻的有效性，并且對(duì)于不同的氣態(tài)引射介質(zhì)來(lái)說(shuō)，比熱容Cp是影響冷卻效率的決定性因素，比熱容越大，冷卻效果越好。國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者[13-19]還分別針對(duì)液態(tài)冷卻介質(zhì)條件下的發(fā)汗冷卻過(guò)程開展了試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，探討了液態(tài)水介質(zhì)相變對(duì)發(fā)汗冷卻效果以及流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的影響，其中液態(tài)水的相變吸熱使得其冷卻效果遠(yuǎn)高于氣態(tài)冷卻介質(zhì)，但在高空低壓條件下水可能在試驗(yàn)件表面形成冰殼層，堵塞冷卻通路。朱聰超等[20]和羅學(xué)波等[21]還針對(duì)發(fā)汗冷卻過(guò)程中燒蝕界面和溫度場(chǎng)的優(yōu)化控制問(wèn)題，提出了基于不同優(yōu)化算法的控制策略，能夠?qū)崿F(xiàn)在保證冷卻效果的同時(shí)冷卻劑消耗量最少。

在實(shí)際應(yīng)用中，由于臨近空間高超聲速飛行器外形復(fù)雜，飛行器表面存在著強(qiáng)壓力梯度以及激波/邊界層干擾等復(fù)雜高溫主流流動(dòng)現(xiàn)象，入射激波與發(fā)汗冷卻邊界層的相互作用可能會(huì)顯著影響局部干擾區(qū)域的熱防護(hù)效果。Holden等[22]、黃拯等[23]基于試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法研究了激波入射對(duì)平板發(fā)汗以及氣膜冷卻的影響，流場(chǎng)觀測(cè)和壁面溫度測(cè)量結(jié)果表明，即使是強(qiáng)度很弱的激波也能顯著破壞氣膜冷卻的冷卻介質(zhì)保護(hù)層，但激波入射對(duì)發(fā)汗冷卻的影響相對(duì)較小。Nowak等[24]和Holden等[25]還針對(duì)激波入射對(duì)球錐發(fā)汗冷卻的影響進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明入射激波會(huì)顯著削弱發(fā)汗冷卻對(duì)駐點(diǎn)區(qū)域的保護(hù)效果。

目前針對(duì)激波干擾削弱發(fā)汗冷卻效果的研究主要集中在試驗(yàn)研究方面，相關(guān)的機(jī)理分析較為少見。本文基于REV尺度的數(shù)值模擬方法開展激波干擾對(duì)平板發(fā)汗冷卻影響數(shù)值模擬研究，其中動(dòng)量方程采用Brinkman-Forchheimer拓展Darcy模型[26]，能量方程采用局部熱平衡模型。首先基于文獻(xiàn)中典型超聲速發(fā)汗冷卻實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)數(shù)值模擬方法進(jìn)行詳細(xì)的校驗(yàn)，在此基礎(chǔ)上，開展了不同冷卻介質(zhì)類型、冷卻介質(zhì)注入率、激波強(qiáng)度等因素對(duì)壁面冷卻效果的影響規(guī)律研究，獲得了外部激波干擾與引射氣體邊界層的耦合相互作用流場(chǎng)特征，探討了激波干擾削弱發(fā)汗冷卻效果的物理機(jī)制。

1 發(fā)汗冷卻分析模型

1.1 物理問(wèn)題

圖1給出了入射激波與平板發(fā)汗邊界層相互作用示意圖，超聲速來(lái)流掠過(guò)多孔介質(zhì)平板，不同的冷卻介質(zhì)通過(guò)多孔材料平板與主流摻混，形成引射氣體邊界層，對(duì)承受熱負(fù)荷的材料表面進(jìn)行冷卻，冷卻介質(zhì)可以采用空氣、氦氣、甲烷、二氧化碳等；流道上方布置有不同楔角的楔形激波發(fā)生器，產(chǎn)生不同強(qiáng)度的入射激波，入射激波打到多孔材料表面，并對(duì)發(fā)汗冷卻效果產(chǎn)生顯著的影響。

表1給出了高溫主流來(lái)流條件，其中主流進(jìn)口總壓為0.46 MPa，總溫為375 K，主流馬赫數(shù)為2.8，冷卻介質(zhì)進(jìn)口溫度為300 K。

圖1 入射激波與平板發(fā)汗邊界層相互作用示意圖Fig.1 Schematic diagram of interaction of incident shock wave and transpiration boundary layer

表1 主流來(lái)流條件Table 1 Conditions of the mainstream inflow

1.2 數(shù)值模擬方法

多孔介質(zhì)中流動(dòng)與換熱模型中采用以下假設(shè)：1)多孔材料是均勻各向同性的，且被單相牛頓流體所浸潤(rùn)；2)多孔區(qū)域動(dòng)量方程采用Brinkman-Forchheimer拓展Darcy模型；3)多孔材料骨架與流體處于局部熱平衡狀態(tài)；4)忽略多孔材料與壁面接觸時(shí)的接觸熱阻；5)多孔介質(zhì)骨架是剛性的。則上述假設(shè)基礎(chǔ)上多孔域宏觀REV尺度的控制方程可表示為：

(1)

式中：ε為多孔介質(zhì)孔隙率，K為多孔介質(zhì)滲透率，F(xiàn)為慣性常數(shù)，λm為有效熱傳導(dǎo)系數(shù)，λd為彌散熱傳導(dǎo)率，D為不同組分之間的質(zhì)量擴(kuò)散系數(shù)，Sc為施密特?cái)?shù)。

根據(jù)Jiang等[27]提出的多孔介質(zhì)流動(dòng)模型：

(2)

采用空氣、氦氣、甲烷、二氧化碳等不同氣體來(lái)作為冷卻介質(zhì)，為了衡量不同冷卻介質(zhì)的冷卻效率，引入兩個(gè)無(wú)量綱參數(shù)：冷卻介質(zhì)的注入率Fc和壁面冷卻效率η。

(3)

式中：下標(biāo)c表示冷卻介質(zhì)參數(shù)，下標(biāo)g表示主流參數(shù)，w表示壁面參數(shù)，Tr為主流恢復(fù)溫度。

采用基于密度的算法來(lái)求解超聲速主流與低速多孔介質(zhì)滲流多區(qū)域耦合的流動(dòng)與傳熱問(wèn)題，冷卻介質(zhì)入口采用質(zhì)量進(jìn)口邊界條件，高溫主流區(qū)空氣采用熱完全氣體模型，其中空氣黏性系數(shù)、熱導(dǎo)率采用Sutherland公式來(lái)計(jì)算，比熱容采用隨溫度變化的多項(xiàng)式函數(shù)給出；其他冷卻介質(zhì)(氦氣、二氧化碳、甲烷等)的熱導(dǎo)率、黏性系數(shù)、比熱容等熱物性參數(shù)采用NIST物性程序進(jìn)行查詢。

2 計(jì)算方法驗(yàn)證

先針對(duì)無(wú)入射激波的超聲速發(fā)汗冷卻開展了計(jì)算分析，并與文獻(xiàn)結(jié)果[27]進(jìn)行了對(duì)比分析。圖2給出了冷卻介質(zhì)為空氣、冷卻介質(zhì)注入率F分別為0.22%，0.44%，0.66%和0.88%時(shí)多孔材料表面的冷卻效率曲線，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，可以看出，在初始位置，由于多孔介質(zhì)與周邊材料之間的換熱會(huì)降低自身溫度，不考慮與接觸材料換熱過(guò)程的計(jì)算會(huì)低估初始段的冷卻效率；除了初始段部分外，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果均吻合較好，基本能夠預(yù)測(cè)出多孔平板表面的溫度變化規(guī)律，隨著冷卻劑不斷透過(guò)多孔平板注入到主流之中，平板表面邊界層不斷增厚，平板表面與主流之間的換熱被削弱，表面冷卻效率不斷增大。

圖2 材料表面冷卻效率計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比(冷卻介質(zhì)為空氣)Fig.2 Comparison between predicted cooling efficiency and experimental result (The cooling media are air)

圖3給出了冷卻介質(zhì)為氦氣、冷卻介質(zhì)注入率分別為0.11%，0.22%和0.33%時(shí)青銅多孔平板表面的冷卻效率分布曲線，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，可以看出，除了初始位置處由于接觸換熱造成的誤差外，其他部分的材料表面溫度預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，說(shuō)明了異質(zhì)冷卻介質(zhì)發(fā)汗冷卻計(jì)算方法的準(zhǔn)確性。從不同冷卻介質(zhì)對(duì)冷卻效果的影響來(lái)看，氦氣的冷卻效果比空氣要好得多，氦氣注入率達(dá)到0.33%時(shí)材料表面的冷卻效率均在0.8以上，比0.88%空氣注入率條件下的冷卻效果還要好。

圖3 材料表面冷卻效率計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比(冷卻介質(zhì)為氦氣)Fig.3 Comparison between predicted cooling efficiency and experimental result (The cooling media are helium)

3 計(jì)算結(jié)果與討論

在完成計(jì)算方法的校驗(yàn)之后，分別開展了有無(wú)入射激波、不同冷卻介質(zhì)條件下的超聲速發(fā)汗冷卻條件下的發(fā)汗冷卻數(shù)值模擬研究，獲得了冷卻介質(zhì)注入率、入射激波強(qiáng)度、不同類型冷卻介質(zhì)等因素對(duì)發(fā)汗冷卻效率的影響規(guī)律。

3.1 無(wú)入射激波

圖4給出了無(wú)激波干擾、冷卻介質(zhì)分別為空氣、CO2、CH4和He時(shí)多孔材料表面的冷卻效率計(jì)算結(jié)果(冷氣注入率F=0.22%)，可以看出，由于空氣、CO2、CH4和He的密度、比熱容、黏性系數(shù)等熱物性參數(shù)有很大的差別，不同冷卻介質(zhì)對(duì)于冷卻效率有顯著的影響，其中冷卻效果排名為He>CH4>空氣>CO2，與氣體的比熱容排名一致。這是由于冷卻氣體比熱容越大，相同質(zhì)量流量條件下相同的溫升所能帶走的熱量更多，相應(yīng)的冷卻效果更好，其中冷氣注入率F=0.22%條件下He的最大冷卻效率接近0.9，而CO2的最大冷卻效率只有0.4，不同冷卻介質(zhì)造成的冷卻效率差異超過(guò)1倍。

圖4 不同冷卻介質(zhì)對(duì)多孔材料表面冷卻效率的影響(無(wú)激波干擾，注入率F=0.22%)Fig.4 The effects of different cooling media on surface cooling efficiency (Without shock wave interference, F=0.22%)

圖5 不同冷卻介質(zhì)對(duì)流場(chǎng)壓力云圖分布的影響(無(wú)激波干擾，注入率F=0.22%)Fig.5 The effects of different cooling media on pressure contour (Without shock wave interference, F=0.22%)

圖5給出了無(wú)激波干擾、冷卻介質(zhì)分別為空氣、CO2、CH4和He時(shí)主流及多孔域流場(chǎng)的壓力分布云圖，可以看出，不同冷卻介質(zhì)對(duì)于多孔域以及主流域的壓力分布有顯著的影響，由于冷卻介質(zhì)給定的是質(zhì)量流量邊界條件，不同冷卻介質(zhì)的分子量差異造成冷氣介質(zhì)密度不一致，使得給定質(zhì)量流量條件下的冷氣速度有很大差別，低分子量的He以及CH4流速大，使得多孔介質(zhì)內(nèi)部流動(dòng)阻力也隨之增大，多孔材料內(nèi)部壓力增大；同時(shí)低分子量的He、CH4的冷氣邊界層厚度更大，冷氣邊界層誘導(dǎo)斜激波強(qiáng)度增大，誘導(dǎo)斜激波后流場(chǎng)壓力也隨之增大，并在通道上壁面產(chǎn)生正常反射。

圖6給出了無(wú)激波干擾、冷卻介質(zhì)分別為空氣、CO2、CH4和He時(shí)主流及多孔域流場(chǎng)的冷卻介質(zhì)摩爾分?jǐn)?shù)分布云圖，可以看出，冷卻介質(zhì)通過(guò)多孔區(qū)域后，在材料表面形成冷氣邊界層，并沿流動(dòng)方向在多孔材料表面不斷積累的同時(shí)與主流摻混，冷卻介質(zhì)邊界層厚度不斷增大；不同冷卻介質(zhì)分子量的差異造成冷氣邊界層厚度差異很大，冷氣分子量越小，相同質(zhì)量流量條件下冷氣流速越高，相應(yīng)的冷氣邊界層厚度越大，從圖6可以看出,冷氣邊界層厚度排名為He>CH4>CO2，基本與冷卻效率排名一致。

圖6 不同冷卻介質(zhì)條件下的氣體摩爾分?jǐn)?shù)分布(無(wú)激波干擾，注入率F=0.22%)Fig.6 The effects of different cooling media on gas mole fraction distribution (Without shock wave interference, F=0.22%)

3.2 入射激波強(qiáng)度的影響

圖7分別給出了冷卻介質(zhì)為空氣、激波發(fā)生器楔角分別為6°, 8°以及10°條件下多孔材料表面的冷卻效率計(jì)算結(jié)果(冷氣注入率F=0.44%)，并與無(wú)入射激波干擾的結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析。從圖7可以看出，入射激波干擾會(huì)顯著降低材料表面的冷卻效率，其中干擾位置處的冷卻效率降低效果最顯著，遠(yuǎn)離干擾位置處的冷卻效率下降程度減?。徊煌ń堑募げòl(fā)生器誘導(dǎo)出的入射斜激波角度有較大差異，楔角的增大使得入射激波強(qiáng)度以及激波角度增大，多孔材料表面激波干擾位置也隨之前移；另外，入射激波強(qiáng)度的增大使得干擾位置的冷卻效率下降程度增加，10°楔角條件下(冷氣注入率F=0.44%)激波干擾位置處的冷卻效率由無(wú)干擾情況下的0.65降低到約0.1。

圖7 激波強(qiáng)度對(duì)多孔材料表面冷卻效率的影響(冷卻介質(zhì)為空氣，注入率F=0.44%)Fig.7 The effects of shock wave intensity on cooling efficiency (The cooling media are air, F=0.44%)

圖8分別給出了冷卻介質(zhì)為空氣、激波發(fā)生器楔角分別為6°，8°以及10°條件下多孔材料表面的壓力分布計(jì)算結(jié)果(冷氣注入率F=0.44%)，并與無(wú)入射激波干擾的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，可以看出，入射激波干擾會(huì)顯著提高干擾位置處的壓力，并且壁面邊界層內(nèi)亞聲速區(qū)激波干擾效應(yīng)會(huì)前傳，使得干擾位置之前的材料表面壓力增大；隨著激波發(fā)生器楔角的增大，激波強(qiáng)度的增大使得干擾點(diǎn)壓力顯著提高，并且激波干擾的影響范圍也隨之增大，其中激波發(fā)生器楔角為10°時(shí)整個(gè)多孔材料表面壓力均受到了入射激波的影響作用。從材料表面壓力分布以及冷卻效率的對(duì)應(yīng)關(guān)系來(lái)看，由于激波干擾作用下多孔材料表面的壓力分布非常不均勻，使得多孔材料內(nèi)部冷卻介質(zhì)流動(dòng)會(huì)發(fā)生較為顯著的橫向流動(dòng)，冷卻介質(zhì)傾向于向低壓區(qū)流動(dòng)，流動(dòng)的重新分配使得處于高壓區(qū)的干擾位置處的冷卻效果降低，顯著降低了激波干擾位置處的冷卻效果。

圖8 激波強(qiáng)度對(duì)多孔材料表面壓力分布的影響(冷卻介質(zhì)為空氣，注入率F=0.44%)Fig.8 The effects of shock wave intensity on surface pressure distribution (The cooling media are air, F=0.44%)

圖9給出了冷卻介質(zhì)為空氣、激波發(fā)生器楔角分別為0°，6°，8°以及10°條件下主流及多孔域流場(chǎng)的壓力分布云圖，可以看出，CFD計(jì)算能夠有效捕捉不同楔角條件下的激波-激波干擾、激波-邊界層干擾、激波-膨脹波干擾等復(fù)雜流動(dòng)現(xiàn)象，激波發(fā)生器前方誘導(dǎo)出入射斜激波，后方產(chǎn)生膨脹波，尾跡區(qū)之后又產(chǎn)生再附激波；入射激波向下發(fā)展與冷氣邊界層誘導(dǎo)斜激波發(fā)生相互干擾，形成正規(guī)透射后與引射氣體邊界層產(chǎn)生激波-邊界層干擾，形成正常反射后反射激波與激波發(fā)生器后部的膨脹波以及再附激波分別產(chǎn)生相互作用；冷氣邊界層使得多孔平板前端誘導(dǎo)出斜激波，并分別與激波發(fā)生器產(chǎn)生的入射激波、膨脹波以及再附激波分別產(chǎn)生干擾，并最終打到通道上壁面，形成復(fù)雜的超聲速干擾結(jié)構(gòu)；隨著激波發(fā)生器楔角的增大，誘導(dǎo)入射激波強(qiáng)度及角度都隨之增大，入射激波與多孔材料表面的干擾位置也向前移動(dòng)，干擾位置處的高壓區(qū)壓力也顯著增大。

圖10給出了冷卻介質(zhì)為空氣、激波發(fā)生器楔角分別為0°，6°，8°以及10°條件下主流及多孔域流場(chǎng)的溫度分布云圖。從圖10可以看出,不同入射激波條件下復(fù)雜干擾流場(chǎng)對(duì)溫度分布的影響，其中入射激波會(huì)在干擾位置形成局部高溫區(qū)，使得干擾位置處的恢復(fù)溫度顯著增加，并且隨著入射激波強(qiáng)度越大，干擾位置處的高溫區(qū)域范圍擴(kuò)大。

圖9 不同入射激波強(qiáng)度下的壓力分布云圖(冷卻介質(zhì)為空氣，注入率F=0.44%)Fig.9 The effects of shock wave intensity on pressure contour (The cooling media is air, F=0.44%)

圖10 不同入射激波強(qiáng)度下的溫度分布云圖(冷卻介質(zhì)為空氣，注入率F=0.44%)Fig.10 The effects of shock wave intensity on temperature contour (The cooling media are air, F=0.44%)

3.3 入射激波對(duì)異質(zhì)發(fā)汗冷卻的影響

圖11給出了有入射激波(激波發(fā)生器楔角為8°)、冷卻介質(zhì)分別為空氣、CO2、CH4和He時(shí)多孔材料表面的冷卻效率計(jì)算結(jié)果，可以看出，8°楔角誘導(dǎo)的入射激波干擾位置位于約X/L=0.68處，并且入射激波干擾會(huì)顯著降低材料表面的冷卻效率，其中干擾位置處的冷卻效率降低效果最顯著，遠(yuǎn)離干擾位置處的冷卻效率下降程度減小。

圖11 不同冷卻介質(zhì)對(duì)多孔材料表面冷卻效率的影響(激波發(fā)生器楔角為8°，注入率F=0.44%)Fig.11 The effects of different cooling media on surface cooling efficiency (The wedge angle is 8°, F=0.44%)

圖12給出了有入射激波(激波發(fā)生器楔角為8°)、冷卻介質(zhì)分別為CO2、CH4和He時(shí)的壓力分布云圖，可以看出，CFD計(jì)算能夠有效捕捉主流區(qū)激波-激波、激波-邊界層、激波-膨脹波等復(fù)雜干擾流動(dòng)現(xiàn)象，不同冷卻介質(zhì)對(duì)于多孔域以及主流區(qū)域的壓力分布有顯著的影響，由于冷卻介質(zhì)給定的是質(zhì)量流量邊界條件，不同冷卻介質(zhì)的分子量差異造成冷氣介質(zhì)密度不一致，使得給定質(zhì)量流量條件下的冷氣速度有很大差別，其中低分子量的He以及CH4流速大，使得其冷氣邊界層厚度更大，冷氣邊界層誘導(dǎo)斜激波強(qiáng)度增大，誘導(dǎo)斜激波后流場(chǎng)壓力也隨之增大；冷氣誘導(dǎo)斜激波與激波誘導(dǎo)器產(chǎn)生的入射激波、膨脹波以及再附激波發(fā)生相互作用后與通道的上壁面產(chǎn)生干擾，干擾激波后的壓力隨著冷氣誘導(dǎo)激波的增強(qiáng)而顯著增大；在多孔材料表面的激波-邊界層干擾區(qū)域，低分子量He、CH4的冷氣邊界層厚度增加，干擾點(diǎn)上方的高壓區(qū)上移，高壓區(qū)的壓力也明顯增大。

圖13給出了有入射激波(激波發(fā)生器楔角為8°)、冷卻介質(zhì)分別為CO2、CH4和He時(shí)主流及多孔域流場(chǎng)的冷卻介質(zhì)摩爾分?jǐn)?shù)分布云圖，可以看出，不同冷卻氣體分子量的差異使得冷氣流速差異很大，低分子量He、CH4的冷氣邊界層厚度明顯增大；激波入射會(huì)加劇冷氣邊界層與主流的摻混程度，局部的逆壓梯度使得冷氣邊界層不能很好地覆蓋在材料表面，使得激波干擾位置處的冷卻效率急劇降低。

圖12 不同冷卻介質(zhì)對(duì)流場(chǎng)壓力云圖分布的影響(激波發(fā)生器楔角為8°，注入率F=0.44%)Fig.12 The effects of different cooling media on pressure contour (The wedge angle is 8°, F=0.44%)

圖13 不同冷卻介質(zhì)對(duì)氣體摩爾分?jǐn)?shù)云圖分布的影響(激波發(fā)生器楔角為8°，注入率F=0.44%)Fig.13 The effects of different cooling media on gas mole fraction contour (The wedge angle is 8°, F=0.44%)

4 結(jié) 論

基于宏觀REV尺度的數(shù)值模擬方法開展了激波干擾對(duì)發(fā)汗冷卻影響數(shù)值模擬研究，分析了不同冷卻介質(zhì)類型、冷卻介質(zhì)注入率、激波強(qiáng)度等因素對(duì)壁面冷卻效果的影響規(guī)律，獲得了外部激波干擾與引射氣體邊界層的耦合相互作用流場(chǎng)特征，得到了以下主要結(jié)論：

1)基于宏觀REV尺度的數(shù)值模擬能夠較好地捕捉復(fù)雜干擾流場(chǎng)細(xì)節(jié)，除了初始段部分外(沒(méi)有考慮多孔介質(zhì)與周邊材料之間的換熱過(guò)程)，所預(yù)測(cè)的多孔材料表面冷卻效率也與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，目前的物理模型以及計(jì)算方法能夠較好地預(yù)測(cè)超聲速來(lái)流條件下的發(fā)汗冷卻過(guò)程。

2)不同冷卻介質(zhì)對(duì)于冷卻效率有顯著的影響，冷卻介質(zhì)的比熱容越大，相同質(zhì)量流量條件下相同的溫升所能帶走的熱量更多，相應(yīng)的冷卻效果更好，不同冷卻介質(zhì)的冷卻效果排名為He>CH4>空氣>CO2。

3)入射激波干擾會(huì)顯著影響多孔材料表面的壓力分布，使得多孔材料內(nèi)部冷卻介質(zhì)流動(dòng)發(fā)生較為顯著的橫向流動(dòng)，冷卻介質(zhì)傾向于向低壓區(qū)流動(dòng)，流動(dòng)的重新分配使得處于高壓區(qū)的干擾位置處的冷卻效果降低，從而顯著影響激波干擾位置處的冷卻效果。入射激波強(qiáng)度越大，干擾點(diǎn)壓力也隨之提高，多孔材料內(nèi)部冷卻介質(zhì)的分配更加不均勻，激波干擾位置處的冷卻效率削弱程度更嚴(yán)重；激波干擾引起的局部壓力梯度還會(huì)使得高溫主流與冷卻介質(zhì)摻混加劇，同時(shí)壁面恢復(fù)溫度也隨之升高，顯著影響激波干擾局部位置處的冷卻效果。