3m×2m結冰風洞熱流場品質提高及評估

郭向東，張平濤，張 珂，郭奇靈，郭 龍

中國空氣動力研究與發(fā)展中心 結冰與防除冰重點實驗室，四川 綿陽 621000

0 引 言

結冰風洞是開展飛機結冰研究的重要地面試驗設備，其在飛機防除冰系統(tǒng)研制和結冰適航取證等領域中扮演著重要角色[1-3]。結冰風洞熱流場品質是決定結冰風洞試驗能力的關鍵指標，其符合性是大型結冰風洞適航應用的基礎[4]。因此，結冰風洞熱流場品質提高是結冰風洞試驗能力發(fā)展的永恒主題。

為提高結冰風洞熱流場品質，世界上主要結冰風洞均對其制冷系統(tǒng)開展了性能升級改造[5-13]，其中，以美國NASA Glenn IRT結冰風洞改造次數(shù)最多，相關研究也最為全面。具體而言，IRT結冰風洞早在2000年便對其制冷系統(tǒng)開展了大規(guī)模的系統(tǒng)改造，將其中老化的W型熱交換器更換為板式熱交換器，顯著改善了熱流場品質，并通過全面的熱流場品質評估試驗驗證了其熱流場適航應用符合性[5-7]。2004年IRT結冰風洞全面升級了風洞氣流總溫測量系統(tǒng)，更換了風洞溫度控制探針，優(yōu)化了熱流場校測設備和校測方法，顯著提高了風洞氣流溫度測量精準度，提高了校測試驗效率和結果準確性[8-9]。2011年該風洞為進一步提高風洞流場品質和控制效率，再次改造了制冷系統(tǒng)，將平板型熱交換器更換為Z字型熱交換器，并在2012年開展了全面的氣動-熱流場校測，評估了改造后的試驗段熱流場品質，進一步為其適航應用提供了硬件基礎和數(shù)據(jù)支撐[10-11]。此外，美國波音BRAIT結冰風洞[12]和Cox結冰風洞[13]均開展了一系列性能升級改造，并評估了改造后的熱流場品質，驗證了這些風洞的適航應用符合性。

中國空氣動力研究與發(fā)展中心3 m×2 m結冰風洞是國內首座大型結冰風洞，是支撐C919、CR929 等國產大型飛機系統(tǒng)研制和適航取證的國之重器[14-15]。2019年，在 C919、CR929 等國產大型飛機結冰適航審定的需求牽引下，3 m×2 m結冰風洞開展了全面的熱流場符合性研究，建立了系統(tǒng)的結冰風洞熱流場符合性驗證方法，開展了全面的主試驗段熱流場符合性驗證試驗[4]。結果表明：結冰風洞主試驗段熱流場品質在主要試驗工況下基本滿足指標要求；但在高風速、低總溫條件下，試驗段模型區(qū)內卻存在顯著超標的非均勻溫度峰值區(qū)，這使得試驗段熱流場空間均勻性顯著降低，進而極大限制了結冰風洞溫度模擬范圍。進一步分析發(fā)現(xiàn)，試驗段熱流場存在的非均勻問題與結冰風洞制冷系統(tǒng)性能缺陷直接相關。具體而言，制冷系統(tǒng)存在的主要問題有：1）熱交換器控制閥和制冷媒介壓縮機組未實現(xiàn)自動化調節(jié)，需大量的人工操作，在高風速、低總溫這種臨界試驗條件下，難以迅速地實現(xiàn)閥門調節(jié)，無法滿足熱流場均勻性要求；2）制冷系統(tǒng)采用的液氨（R717）制冷媒介長期使用后存在消耗損失問題，極大地降低了該制冷媒介的制冷能力，制約了制冷系統(tǒng)的低溫模擬能力；3）制冷系統(tǒng)控制軟件自動化程度低，對熱交換器和壓縮機組的控制有限，無法實現(xiàn)溫度調節(jié)的閉環(huán)控制，使得溫度調節(jié)效率較低，溫度控制精度難以保證。因此，為解決制冷系統(tǒng)存在的設備問題，改善結冰風洞試驗段熱流場品質，3 m×2 m結冰風洞于2020年針對結冰風洞制冷系統(tǒng)開展了全面的設備性能升級優(yōu)化：改造了熱交換器自動控制閥、升級了壓縮機組控制器、更換了制冷媒介、增加了溫度和壓力傳感器、研制了以溫度為控制目標的閉環(huán)控制軟件。

為明晰制冷系統(tǒng)性能升級優(yōu)化對3 m×2 m結冰風洞熱流場品質的影響，本文借鑒國外結冰風洞流場性能升級優(yōu)化的評估經驗，開展了全面的主試驗段熱流場符合性驗證試驗；同時測量了熱交換器出口（結冰風洞控制總溫）和試驗段氣流總溫，考察了兩位置處熱流場空間均勻性和時間穩(wěn)定性，評估了升級優(yōu)化后制冷系統(tǒng)溫度模擬能力，驗證了結冰風洞熱流場符合性；最后給出了試驗段氣流總溫修正關系，形成了該風洞主試驗段熱流場控制包線，為3 m×2 m結冰風洞適航應用奠定了基礎。

1 3 m×2 m結冰風洞簡介

中國空氣動力研究與發(fā)展中心的3 m×2 m結冰風洞是目前世界上尺寸最大的結冰風洞之一（圖1（a）），主要由結冰噴霧系統(tǒng)、制冷系統(tǒng)、高度模擬系統(tǒng)和風機動力系統(tǒng)組成。制冷系統(tǒng)采用液氨作為制冷媒介，通過熱交換器（圖1（b））調節(jié)氣流溫度，利用熱交換器出口總溫探針測量氣流溫度，最終實現(xiàn)氣流溫度的精確控制，氣流靜溫模擬范圍為5～–40 ℃。該風洞擁有3個可更換的試驗段，分別為主試驗段、次試驗段和高速試驗段。試驗段尺寸和氣流速度模擬范圍如表1所示，其中最大試驗段氣流速度為7000 m模擬高度、無模型條件下試驗結果。本文僅在主試驗段內開展研究。

圖1 3 m×2 m結冰風洞Fig.1 The CARDC icing wind tunnel

表1 試驗段尺寸參數(shù)和模擬氣流速度范圍Table 1 The test section size parameters and simulation airspeed range

2 試驗方法

2.1 試驗標準

美國機動車工程師學會發(fā)布的結冰風洞校測推薦應用文件Calibration and acceptance of icing wind tunnels（SAE ARP5905）得到了國際結冰適航領域的普遍認可[16]。該文件給出了結冰風洞熱流場品質指標，如表2所示。應該指出的是，盡管表2給出了氣流靜溫指標，但是考慮到氣流靜溫無法采用總溫探針直接測量，而需通過氣流總溫和氣流速度間接計算得到，因此本文選擇氣流總溫作為熱流場表征參數(shù)更具有代表性。

表2 結冰風洞熱流場品質指標[16]Table 2 The quality index of thermodynamic flow field of icing wind tunnel[16]

2.2 試驗儀器

試驗需測量熱交換器出口和試驗段氣流總溫。前者采用結冰風洞總溫控制探針測量，后者則利用溫度格柵裝置和格柵總溫探針實現(xiàn)測量。

結冰風洞總溫控制探針為四線制PT-100鉑電阻總溫探針（圖2），其溫度測量范圍和精度分別為–50～50 ℃和±0.2 ℃。總溫控制探針固定于熱交換器下游約2 m處的探針支架上（圖1（a）），探針頭部正對熱交換器出口。本期制冷系統(tǒng)性能升級優(yōu)化中，為提高熱交換器出口氣流溫度場的空間分辨率，將控制總溫探針數(shù)量從8根增加至24根，進而使熱交換器每個模塊出口處均對應3根探針。圖3則進一步給出了升級優(yōu)化后總溫控制探針測量位置，圖中熱交換器各模塊水平中心處均等間距分布3根總溫探針，且圖中坐標原點O位于測量平面中心處，x軸從沿流向的左側壁面指向右側壁面，y軸從下壁面指向上壁面。

圖2 結冰風洞總溫控制探針Fig.2 The total temperature operating probe in CARDC icing wind tunnel

圖3 結冰風洞總溫控制探針測量位置示意圖Fig.3 The measured positions of total temperature operating probes in CARDC icing wind tunnel

溫度格柵裝置（圖4）由7根垂直柵條和 4根水平柵條組成，其中每根垂直柵條前緣等距設置7個總溫探針安裝孔，安裝孔的橫縱間距分別為375和250 mm。進一步地，圖5給出了溫度格柵測點的具體位置矩陣，坐標原點位于試驗段中心線處（圖中紅點），表示試驗段中心線處測點，試驗段內共設置49個測點；x、y軸的方向與熱交換器出口測點坐標系一致。

圖4 溫度格柵裝置Fig.4 The temperature grid device

圖5 溫度格柵測點位置矩陣Fig.5 The position matrix of measured points in the temperature grid device

格柵總溫探針為自研的鉑電阻總溫探針（圖6），探針外徑為6 mm、長為100 mm，溫度測量范圍和精度分別為–50～50 ℃和±0.1 ℃，總溫恢復率Rr在馬赫數(shù)小于0.6時的變化范圍為0.994～1.000。

圖6 格柵總溫探針Fig.6 Total temperature probe and temperature grid

2.3 試驗內容

本文依據(jù)SAE ARP5905，通過開展全面的主試驗段熱流場符合性驗證試驗，評估升級優(yōu)化后制冷系統(tǒng)溫度模擬能力，驗證結冰風洞熱流場符合性。

根據(jù)SAE ARP5905，氣流總溫試驗工況如表3所示，表中給出了試驗段名義總溫參數(shù)（Tt）和名義氣流速度參數(shù)（vTS），考慮到溫度格柵裝置的試驗段堵塞效應，最大試驗段氣流速度選取140 m/s。此外，文獻[4]指出噴霧耙噴嘴干空氣射流對熱流場品質并無顯著影響。因此，本文未考慮噴嘴干空氣射流的影響，試驗中僅保持噴霧耙內水循環(huán)過程以維持耙內溫度。

表3 氣流總溫試驗工況Table 3 Test conditions of airflow total temperature

試驗時，當氣流參數(shù)穩(wěn)定后，同時采集熱交換器出口和試驗段內氣流總溫數(shù)據(jù)，各測點參數(shù)采樣時間為120 s，采樣頻率1 Hz。

2.4 數(shù)據(jù)處理

對采集的氣流總溫數(shù)據(jù)進行總溫恢復修正，獲得實際氣流總溫Tt,local：

式中，Tt,probe為探針測量總溫（單位為℃），Rr為探針總溫恢復率。

熱交換器出口氣流總溫空間和時間分布以熱交換器出口平均氣流總溫Tta,WT為參考溫度，采用氣流總溫空間偏差Trs,WT和時間偏差Trt,WT表征：

式中，下標mt表示時間平均，Tt,WT為熱交換器出口各測量點的氣流總溫。采用總溫空間和時間偏差標準差σ（Trs,WT）與σ（Trt,WT）和最大絕對值|Trs,WT|max與|Trt,WT|max評估熱交換器出口氣流總溫空間均勻性和時間穩(wěn)定性。

試驗段氣流總溫空間和時間分布以試驗段中心線處氣流總溫Ttc,TS為基準，采用氣流總溫空間偏差Trs,TS和時間偏差Trt,TS表征：

式中，Tt,TS為試驗段內各測量點處氣流總溫。進而采用總溫空間和時間偏差標準差σ（Trs,TS）與σ（Trt,TS）及最大絕對值|Trs,TS|max與|Trt,TS|max評估試驗段內氣流總溫空間均勻性和試驗段中心處時間穩(wěn)定性。

最后，利用熱交換器出口平均氣流總溫Tta,WT與試驗段中心線處氣流總溫Ttc,TS，給出試驗段總溫修正關系：

式中，KT為總溫修正函數(shù)。

3 試驗結果分析與討論

3.1 熱交換器出口氣流總溫

圖7給出了熱交換器出口氣流總溫空間分布云圖，包括80、100、120和140 m/s等4個氣流速度條件下，0、–5和–15 ℃等3個氣流總溫對應的典型試驗結果。從圖中可以看出：在典型工況下，熱交換器出口氣流總溫空間分布偏差較小，熱流場空間均勻性較好，大部分偏差值在±0.50 ℃以內；僅在–15 ℃條件下云圖下部存在小范圍的非均勻峰值區(qū)，但峰值偏差仍在±0.75 ℃以內。

圖7 熱交換器出口氣流總溫空間分布云圖Fig.7 The spatial distribution of airflow total temperature at the exit of the heat exchanger

為定量評估熱交換器出口熱流場空間均勻性，圖8給出了熱交換器出口氣流總溫空間偏差標準差和最大絕對值，圖中包括80、100、120和140 m/s等4個典型氣流速度條件下的試驗結果。從圖中可以看出，氣流總溫空間偏差標準差和最大絕對值在各工況下均分別小于0.35 ℃和0.80 ℃。這表明：在主要試驗工況下，熱交換器出口熱流場空間均勻性較好；隨著氣流總溫的降低和試驗段氣流速度的增大，氣流總溫空間偏差標準差和最大絕對值均存在增大的趨勢，熱流場空間均勻性則不斷降低，逐漸出現(xiàn)小范圍的非均勻峰值區(qū)（對應圖7）。

圖8 熱交換器出口氣流總溫空間偏差標準差和最大絕對值Fig.8 The standard deviation and maximum absolute value of the spatial deviation of the airflow total temperature at the exit of the heat exchanger

圖9給出了熱交換器出口氣流總溫時間偏差變化曲線，包括80、100、120和140 m/s等4個典型氣流速度下，0、–5和–15 ℃等3個氣流總溫對應的典型試驗結果。從圖中可以看出：各工況下，總溫時間偏差變化曲線未出現(xiàn)明顯的波動現(xiàn)象，整體較為平緩，并且偏差值均在±0.25 ℃范圍內。

圖9 熱交換器出口氣流總溫時間偏差變化曲線Fig.9 The variation profiles of the temporal deviation of airflow total temperature at the exit of the heat exchanger

為定量評估熱交換器出口熱流場時間穩(wěn)定性，圖10給出了熱交換器出口氣流總溫時間偏差標準差和最大絕對值，包括80、100、120和140 m/s等4個典型氣流速度條件下的試驗結果。從圖中可以看出：在所有工況下，氣流總溫時間偏差標準差和最大絕對值均分別小于0.2和0.3 ℃，表明在主要試驗條件下，熱交換器出口熱流場具有較好的時間穩(wěn)定性；氣流總溫和試驗段氣流速度對氣流總溫時間穩(wěn)定性并無顯著影響。

圖10 熱交換器出口氣流總溫時間偏差標準差和最大絕對值Fig.10 The standard deviation and maximum absolute value of the temporal deviation of airflow total temperature at the exit of the heat exchanger

綜上所述，熱交換器出口熱流場空間均勻性和時間穩(wěn)定性均較好，其中氣流總溫空間偏差和時間偏差均分別在±0.8 ℃和±0.3 ℃范圍內，明顯優(yōu)于SAE ARP5905給出的熱流場品質指標。由此可見，制冷系統(tǒng)性能的升級優(yōu)化提高了制冷系統(tǒng)溫度調節(jié)和控制能力，進而顯著改善了熱交換器出口熱流場品質，為結冰風洞溫度模擬能力擴展奠定了基礎。

3.2 試驗段氣流總溫

圖11給出了試驗段氣流總溫空間分布云圖，包括80、100、120和140 m/s等4個典型氣流速度條件下，0、–5和–15 ℃等3個典型氣流總溫對應的試驗結果，圖中紅色虛線框表示模型區(qū)，范圍為–750≤x≤ 750 mm、–500 ≤y≤ 500 mm。由圖可知，各工況下模型區(qū)內氣流總溫空間偏差均在±1 ℃內，滿足指標要求。隨著氣流總溫的降低，試驗段左上壁面處逐漸出現(xiàn)非均勻的峰值區(qū)域，進而在–15 ℃時非均勻峰值超過1 ℃。這與2019年試驗結果相似[4]，但非均勻峰值區(qū)的覆蓋范圍顯著減小、峰值強度明顯減弱，同時其向模型區(qū)內發(fā)展的趨勢被進一步抑制，尤其在140 m/s高風速、–15 ℃低總溫條件下，模型區(qū)內仍未出現(xiàn)超標的峰值點。此外，與熱交換器出口試驗結果相比（圖7），熱流場內部的非均勻峰值區(qū)覆蓋范圍顯著增大、峰值強度則明顯增強，出現(xiàn)了超標的峰值點。尤其值得一提的是，在–15 ℃條件下，試驗段左上壁面處出現(xiàn)異常明顯的非均勻峰值區(qū)，但在熱交換器出口對應位置卻并未出現(xiàn)任何異常現(xiàn)象，這可能與氣流從熱交換器出口到試驗段間所經歷的復雜熱力演化過程相關。

圖11 試驗段氣流總溫空間分布云圖Fig.11 The spatial distribution of airflow total temperature in the test section

為定量分析試驗段氣流總溫空間均勻性，同時對比評估熱流場均勻性改善程度，圖12給出了試驗段模型區(qū)內氣流總溫空間偏差標準差和最大絕對值，圖中還給出了2019年試驗結果[4]和2020年制冷系統(tǒng)升級優(yōu)化后的試驗結果。從圖中可以看出：2020年試驗段模型區(qū)內氣流總溫空間偏差標準差均小于0.4 ℃，滿足±1 ℃的指標要求；相較于2019年試驗結果，2020年試驗段模型區(qū)內標準差在高風速、低總溫條件下顯著減小，尤其在140 m/s、–10 ℃條件下，降幅接近0.5 ℃；2020年試驗段模型區(qū)內氣流總溫空間偏差最大絕對值在各工況下均小于1.0 ℃，表明模型區(qū)內均未出現(xiàn)超標的非均勻峰值點，與2019年試驗結果相比，2020年試驗段模型區(qū)內氣流總溫最大絕對值顯著減小，尤其在高風速、低總溫工況下—2019年結果中最大絕對值普遍超過1.0 ℃，最大值甚至超過2.5 ℃，而2020年結果則均小于1.0 ℃。由此可見，2020年試驗段模型區(qū)內熱流場空間均勻性在主要試驗工況下較好，完全滿足指標要求，達到結冰試驗要求；與2019年結果對比，2020年結冰風洞的制冷系統(tǒng)升級優(yōu)化顯著提高了試驗段模型區(qū)內熱流場空間均勻性，使得在主要試驗工況下熱流場均勻性指標均滿足結冰試驗要求，極大擴展了結冰風洞溫度模擬范圍。

圖12 試驗段模型區(qū)氣流總溫空間偏差標準差和最大絕對值Fig.12 The standard deviation and maximum absolute value of the spatial deviation of airflow total temperature in the model area of test section

圖13給出了試驗段中心線處氣流總溫時間偏差變化曲線，圖中包括80、100、120和140 m/s等4個典型氣流速度下，0、–5和–15 ℃等3個氣流總溫對應的典型試驗結果。從圖中可以看出：各工況下，氣流總溫時間偏差均在±0.5 ℃范圍內，滿足指標要求；隨著氣流總溫的降低，曲線的波動程度不斷增強。

圖13 試驗段中心線處氣流總溫時間偏差變化曲線Fig.13 The variation profiles of the temporal deviation of airflow total temperature in the centerline of test section

為定量考察試驗段中心線處氣流總溫時間穩(wěn)定性，圖14給出了試驗段中心線處氣流總溫時間偏差標準差和最大絕對值，從圖中可以看出：各工況下氣流總溫時間偏差標準差和最大絕對值均分別小于0.25 ℃和0.40 ℃，完全滿足±0.5 ℃的指標要求，表明在主要試驗工況下，試驗段模型區(qū)內熱流場時間穩(wěn)定性較好，達到結冰試驗要求，這與2019年試驗結果相一致；隨著氣流總溫的降低，標準差和最大絕對值均存在增大趨勢，可見降低氣流總溫會減弱熱流場時間穩(wěn)定性。進一步地，與熱交換器出口試驗結果相比（圖10），試驗段中心線處氣流總溫標準差和最大絕對值在大部分工況下均偏高，熱流場時間穩(wěn)定性則出現(xiàn)了一定程度的減弱。

圖14 試驗段中心線處氣流總溫時間偏差標準差和最大絕對值Fig.14 The standard deviation and maximum absolute value of the temporal deviation of airflow total temperature in the centerline of test section

3.3 結冰風洞總溫修正關系和熱流場控制包線

根據(jù)熱交換器出口和試驗段氣流總溫試驗結果，圖15給出了試驗段中心線處氣流總溫修正關系和不確定度，包括80、100、120和140 m/s等4個典型氣流速度下的試驗數(shù)據(jù)。從圖15（a）中可以看出，風洞采集的氣流總溫Tta,WT與試驗段中心線處氣流總溫Ttc,TS具有顯著的線性關系：

式中，KT和BT分別為斜率和截距函數(shù)，此處KT=1.0037，BT= –0.0307。圖15（b）縱軸為計算總溫Tta,TS與試驗段中心線處氣流總溫Ttc,TS之差，可以看出擬合溫度偏差均在±0.5 ℃范圍內，滿足標準要求。

圖15 試驗段中心線處氣流總溫修正關系和不確定度Fig.15 The correction relationship and uncertainty of the airflow total temperature in the centerline of test section

圖16給出了3 m×2 m結冰風洞主試驗段熱流場控制包線，圖中黑色空心圓點為試驗工況點，紅色實線為2020年制冷系統(tǒng)升級優(yōu)化后的控制包線，而藍色虛線對應2019年控制包線[4]。此處應該指出，圖中控制包線由試驗段模型區(qū)內熱流場空間均勻性和時間穩(wěn)定性均完全滿足標準要求的試驗工況點決定，未考慮模型區(qū)邊界處存在溫度偏差超標的工況點，因此相較于文獻[4]，本文給出的2019年控制包線覆蓋范圍出現(xiàn)了一定程度的減小。從圖中還可以看出，2020年的控制包線覆蓋范圍顯著大于2019年，尤其在高風速（超過120 m/s）和低總溫（小于–15 ℃）條件下，試驗段模型區(qū)熱流場品質均滿足SAE ARP5905指標要求。由此可見，2020年結冰風洞制冷系統(tǒng)升級優(yōu)化顯著改善了試驗段熱流場品質，解決了高風速、低總溫條件下試驗段模型區(qū)內熱流場的均勻性問題，顯著擴展了熱流場控制包線范圍，增強了結冰風洞試驗模擬能力。

圖16 3 m×2 m結冰風洞主試驗段熱流場控制包線Fig.16 The thermal flow field operating envelop of CARDC icing wind tunnel in the main test section

4 結 論

本文為評估3 m×2 m結冰風洞制冷系統(tǒng)升級優(yōu)化后的風洞熱流場品質，開展了結冰風洞主試驗段熱流場符合性驗證試驗，得到以下結論：

1）熱交換器出口熱流場品質較好，其空間均勻性和時間穩(wěn)定性參數(shù)均優(yōu)于SAE ARP5905給出的熱流場品質指標。

2）與2019年試驗結果對比，2020年試驗段模型區(qū)內熱流場空間均勻性顯著增強，在主要試驗工況下，流場品質完全滿足指標要求，尤其在高風速、低總溫工況下，模型區(qū)內均未出現(xiàn)超標的非均勻峰值點。

3）結冰風洞制冷系統(tǒng)升級優(yōu)化提高了制冷系統(tǒng)溫度調節(jié)和控制能力，改善了試驗段熱流場品質，解決了高風速、低總溫條件下試驗段模型區(qū)內熱流場的均勻性問題，顯著擴展了熱流場控制包線，增強了結冰風洞試驗模擬能力。