旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)熱分析模型及驗(yàn)證

田佳，張靖周，譚曉茗，王元帥

南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院 航空飛行器熱管理與能量利用工信部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210016

燃燒通過化學(xué)反應(yīng)將燃料的化學(xué)能轉(zhuǎn)變?yōu)楣べ|(zhì)的熱能，它有爆燃和爆震兩種模式。與基于爆燃燃燒模式的傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)相比，爆震燃燒模式近似等容燃燒，具有單位時(shí)間放熱強(qiáng)度大、高熱循環(huán)效率、熵增低和自增壓等優(yōu)點(diǎn)，其中旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)(Rotating Detonation Engine，RDE)利用爆震波在燃燒室內(nèi)沿周向方向自持傳播，可實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)推力輸出，被認(rèn)為是一種最具應(yīng)用潛力的高超聲速飛行器動(dòng)力裝置。

旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室(Rotating Detonation Combustor，RDC)在非定常爆震波沖擊下，熱流密度劇烈且分布不均勻，因此面臨更為嚴(yán)峻的熱防護(hù)難題。Bykovskii和Vedernikov對油-氣混合旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室熱流密度進(jìn)行了測量，發(fā)現(xiàn)最大熱流密度出現(xiàn)在爆震波軸向位置，新鮮預(yù)混氣可以降低爆震波后熱流密度；Roy等建立了旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室三維瞬態(tài)熱傳導(dǎo)模型，研究結(jié)果表明壁溫沿軸向分布極度不均勻，預(yù)混氣冷卻效果僅在燃燒室前端體現(xiàn)；徐擎軼等對旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室熱環(huán)境進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)瞬態(tài)爆震波區(qū)域的熱流密度非常劇烈，燃燒室壁面平均熱流密度沿軸向呈現(xiàn)出顯著的梯度分布。為適應(yīng)高熱流密度下的壁面熱防護(hù)需求，國內(nèi)外研究人員針對被動(dòng)熱防護(hù)和主動(dòng)熱防護(hù)技術(shù)開展了大量的基礎(chǔ)和應(yīng)用研究。其中，被動(dòng)熱防護(hù)是目前高超聲速飛行器推進(jìn)系統(tǒng)廣泛應(yīng)用的熱防護(hù)技術(shù)，它依靠功能材料的隔熱效果以及燒蝕相變保護(hù)燃燒室金屬基體層，使其在短時(shí)間內(nèi)抵御高熱流密度的沖擊。從提高被動(dòng)熱防護(hù)的效能出發(fā)，發(fā)展梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)對延長燒蝕材料使用壽命、抵御高熱流密度持續(xù)作用具有顯著的工程應(yīng)用意義。

在被動(dòng)熱防護(hù)結(jié)構(gòu)中，燒蝕相變是其核心機(jī)制，Lin建立了燒蝕材料的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)熱分析模型，理論分析了燒蝕速率及溫度變化規(guī)律；Amar和Li等建立了一維非線性熱解層燒蝕熱響應(yīng)模型，采用高斯賽德爾和牛頓迭代法對一維碳化燒蝕熱響應(yīng)進(jìn)行了分析研究；王瀟敏數(shù)值研究了燒蝕材料的熱響應(yīng)特性，以及材料物性、熱解潛熱、熱解溫度和材料厚度等關(guān)鍵因素對熱防護(hù)性能的影響，并對燒蝕實(shí)驗(yàn)中的關(guān)鍵熱物性參數(shù)進(jìn)行了反演分析；孫冰和徐善瑋等結(jié)合固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室，計(jì)算分析了炭化率和燒蝕厚度等；張小英和向紅軍針對某火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴管內(nèi)高硅氧-酚醛復(fù)合隔熱材料建立了一維非穩(wěn)態(tài)熱分析模型，從基體材料升溫、熱解和熱解層炭化、熔融、脫落等5個(gè)階段進(jìn)行分析，研究表明受到熱解層脫落的影響，噴管內(nèi)表面溫度經(jīng)歷顯著的起伏變化。

從有效提升被動(dòng)熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的工作時(shí)間和效能出發(fā)，采用梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)方案是被動(dòng)熱防護(hù)技術(shù)的發(fā)展趨勢，典型的梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)方案為耐燒蝕層-中高溫相變燒蝕層-中低溫隔熱層-金屬基體層，它集成了耐燒蝕層抗氣熱負(fù)荷、中高溫相變燒蝕層的梯級利用、中低溫隔熱層結(jié)構(gòu)增強(qiáng)等綜合優(yōu)勢。在梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)中，準(zhǔn)確預(yù)估燒蝕層的變化依然是評估隔熱性能的關(guān)鍵，不同材料的組合方式則對其使用效能具有重要的影響。Shi等建立了一體化熱防護(hù)系統(tǒng)復(fù)合材料燒蝕與熱響應(yīng)耦合的近似解析模型，研究表明燒蝕模型的加入能更準(zhǔn)確地預(yù)測實(shí)驗(yàn)結(jié)果；Ramadan和Al-nimr研究了材料熱物性對多層熱防護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)部交界面瞬態(tài)傳熱的影響，結(jié)果表明瞬態(tài)熱流密度從高熱導(dǎo)熱容層向低熱導(dǎo)熱容層傳播時(shí)，交界面溫差很小；Wang等對比研究了熱防護(hù)系統(tǒng)梯度隔熱材料和均勻隔熱材料，研究結(jié)果表明梯度材料具有更好的溫度分布均勻性和熱防護(hù)效果； Wang等對中間層為相變材料的復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)瞬態(tài)熱傳導(dǎo)進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)相變層厚度和隔熱層厚度存在一個(gè)最佳比值，這一比值下整體熱防護(hù)效果最好；李健等數(shù)值模擬了耐高溫多層熱防護(hù)組件的熱響應(yīng)行為，并通過實(shí)驗(yàn)對比驗(yàn)證，指出致密面板層材料和氣凝膠匹配具有優(yōu)異的耐高溫隔熱性能。

面向旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室壁面熱防護(hù)的應(yīng)用背景，提出了一種碳化硅耐燒蝕層-高硅氧燒蝕層-氣凝膠隔熱層-不銹鋼金屬基體層梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)，進(jìn)行理論分析和試驗(yàn)驗(yàn)證。首先，根據(jù)旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室的典型熱環(huán)境，通過建立考慮燒蝕過程的梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)一維瞬態(tài)熱分析模型，藉此分析壁面輸入熱流密度、高硅氧燒蝕層熱解潛熱以及熱解氣體等因素對壁面熱防護(hù)效果的影響；同時(shí)設(shè)計(jì)加工了一個(gè)梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)，在旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室試驗(yàn)器上進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，以期為旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)被動(dòng)熱防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供參考。

1 一維熱分析模型

1.1 物理模型

梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)按照耐燒蝕層-中高溫相變燒蝕層-中低溫隔熱層-金屬基體層組合方案設(shè)計(jì)，如圖1所示，各層材料分別是碳化硅耐燒蝕層()-高硅氧燒蝕層(+)-氣凝膠隔熱層()-不銹鋼金屬基體層()，其中不銹鋼金屬基體層屬于承力結(jié)構(gòu)，碳化硅-高硅氧-氣凝膠按照高熱導(dǎo)熱容到低熱導(dǎo)熱容梯度排列。來自于高溫燃?xì)獾臒崃髅芏冉?jīng)碳化硅耐燒蝕層進(jìn)入梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)，其中高硅氧燒蝕層受熱時(shí)會發(fā)生熱解和碳化，分裂為兩個(gè)部分，即高硅氧碳化層和高硅氧原始材料層，燒蝕區(qū)采用熱解面定義，即和之間的交界面。熱解氣體流過多孔狀的高硅氧碳化層注入到高溫燃?xì)膺吔鐚樱诓讳P鋼金屬基體層一側(cè)，通過與外界環(huán)境的對流換熱和輻射換熱散出熱流。

圖1 梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic of graded-composite thermal protection structure

1.2 一維瞬態(tài)熱分析模型

在梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)計(jì)算分析模型構(gòu)建中，假定：① 在加熱過程中，溫度梯度主要在壁面法線方向，將梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)部的傳熱過程簡化為一維大平板的瞬態(tài)導(dǎo)熱；② 高硅氧燒蝕層在熱解碳化過程中，燒蝕生成的高硅氧碳化層厚度和剩余的高硅氧原始材料層厚度之和與初始高硅氧原始材料層厚度相同；③ 不考慮熱解氣體與碳化硅耐燒蝕層以及高硅氧碳化層之間的化學(xué)反應(yīng)，忽略熱解氣體在碳化硅耐燒蝕層和高硅氧碳化層中流動(dòng)時(shí)各組分之間進(jìn)一步的化學(xué)反應(yīng)；④ 不考慮熱解氣體滲出后對壁面的氣膜防護(hù)效應(yīng)，僅計(jì)入熱解氣體滲出攜帶的熱流密度；⑤ 不考慮爆震波沖擊效應(yīng)，忽略熱應(yīng)力對梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)所造成的影響。

根據(jù)梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)在不同時(shí)刻的傳熱特征，以高硅氧燒蝕層熱解/碳化溫度作為判據(jù)，按照4個(gè)階段建立相應(yīng)的一維瞬態(tài)傳熱分析計(jì)算模型，即：高硅氧燒蝕層未發(fā)生熱解初始階段(階段1)、高硅氧燒蝕層出現(xiàn)熱解但未碳化階段(階段2)、高硅氧燒蝕層碳化階段(階段3)和高硅氧燒蝕層完全碳化階段(階段4)。

1) 碳化硅耐燒蝕層和高硅氧碳化層內(nèi)的瞬態(tài)導(dǎo)熱

在碳化硅耐燒蝕層和高硅氧碳化層中，由于熱解氣體滲流所攜帶的熱流密度，處理為一維有內(nèi)熱源的非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱，即

(1)

式中：取為0和1，分別針對碳化硅耐燒蝕層和高硅氧碳化層，、和分別為各自材料密度、比熱和導(dǎo)熱系數(shù)；為溫度場函數(shù)；為時(shí)間變量；為空間變量；為熱解氣體的質(zhì)量流率；為熱解氣體的比熱。

2) 其他層內(nèi)的瞬態(tài)導(dǎo)熱

對于高硅氧原始材料層、氣凝膠隔熱層和不銹鋼金屬基體層，可以處理為無內(nèi)熱源的一維非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱

(2)

式中：取為2、3和4，分別針對高硅氧原始材料層、氣凝膠隔熱層和不銹鋼金屬基體層。

3) 界面熱平衡

梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)各層材料是按照功能分級從高到低梯度設(shè)計(jì)的，將交界面視為一層極薄的材料構(gòu)建界面熱平衡方程。

碳化硅耐燒蝕層與高硅氧碳化層交界面上瞬態(tài)熱平衡方程為

(3)

式中：、和分別表示碳化硅耐燒蝕層和高硅氧碳化層交界面的當(dāng)量密度、當(dāng)量比熱和當(dāng)量導(dǎo)熱系數(shù)。根據(jù)上下兩層材料物性，用調(diào)和平均法計(jì)算其當(dāng)量物性，即

高硅氧碳化層與高硅氧原始材料層交界面(即熱解面)上的瞬態(tài)熱平衡方程為

(4)

式中：Δ為空間步長；、和分別為高硅氧碳化層和高硅氧原始材料層交界面的當(dāng)量密度、當(dāng)量比熱和當(dāng)量導(dǎo)熱系數(shù)；Δ為高硅氧燒蝕層的熱解潛熱。設(shè)定高硅氧燒蝕層熱解起始溫度()為600 K、碳化起始溫度()為900 K。

高硅氧原始材料層與氣凝膠隔熱層交界面，以及氣凝膠隔熱層與不銹鋼金屬基體層交界面上的瞬態(tài)熱平衡方程為

(5)

(6)

式中：、和分別為高硅氧原始材料層和氣凝膠隔熱層交界面的當(dāng)量密度、當(dāng)量比熱和當(dāng)量導(dǎo)熱系數(shù)；、和分別為氣凝膠隔熱層和不銹鋼金屬基體層交界面的當(dāng)量密度、當(dāng)量比熱和當(dāng)量導(dǎo)熱系數(shù)。

4) 邊界條件

在梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)側(cè)與燃?xì)饨佑|壁面，未發(fā)生碳化，由能量守恒得

(7)

式中：為梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的輸入熱流密度。

在外側(cè)與外界環(huán)境接觸壁面，通過與外界環(huán)境的對流換熱和輻射換熱散出熱流，則

(8)

式中：為環(huán)境溫度；為不銹鋼金屬基體層與環(huán)境接觸面溫度；為等效對流換熱系數(shù)，是對流換熱系數(shù)和輻射換熱系數(shù)之和，即

式中:為小于1的修正因子，按照輻射換熱折合而得；為斯特藩-玻爾茲曼常數(shù)。

鑒于高硅氧原始材料層的退化，采用動(dòng)邊界隱式差分計(jì)算格式進(jìn)行瞬態(tài)傳熱求解。在求解域上劃分網(wǎng)格，對偏微分方程進(jìn)行差分離散，采用時(shí)間一階向前差分、空間二階中心差分格式，時(shí)間和空間步長分別設(shè)為0.01 s和0.1 mm。圖2給出了梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)一維瞬態(tài)熱分析模型的求解流程。

圖2 計(jì)算流程圖Fig.2 Calculation flow chart

梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)相關(guān)材料物性參數(shù)如表1所示，主要有密度，熱導(dǎo)率，比熱容，下標(biāo)0、1、2、3分別代表碳化硅耐燒蝕層、高硅氧碳化層、高硅氧原始材料層和氣凝膠隔熱層，其中碳化硅耐燒蝕層厚度6 mm，高硅氧燒蝕層厚度4.5 mm，氣凝膠隔熱層厚度5 mm，不銹鋼金屬基體層厚度6 mm。

表1 主要熱物性基準(zhǔn)參數(shù)Table 1 Main thermo-physical baseline parameters

1.3 壁面熱流密度輸入條件

根據(jù)已有針對旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室熱環(huán)境的計(jì)算結(jié)果，如圖3所示的沿燃燒室軸向長度()外環(huán)壁面周向平均溫度和平均熱流密度()分布，在燃燒室前端，預(yù)混氣的及時(shí)補(bǔ)充可以對壁面起到周期性的冷卻效果，因此燃燒室下游的壁面平均溫度和平均熱流密度更高，平均熱流密度約為1.5 MW·m?？紤]到爆震波是一種非定常激波，即使在同一周期內(nèi)，不同時(shí)刻爆震波的溫度和熱流密度也在發(fā)生變化，峰值瞬態(tài)熱流密度要高出平均熱流密度2倍左右。在壁面熱防護(hù)分析中輸入熱流密度取值上限為4 MW·m。

圖3 燃燒室壁面平均溫度和平均熱流密度沿軸向分布[30]Fig.3 Average temperature and average heat flux distribution on outer wall along axial direction[30]

2 一維熱分析結(jié)果

2.1 輸入熱流密度的影響

圖4為輸入熱流密度=4 MW·m工況下，碳化硅耐燒蝕層、高硅氧燒蝕層、氣凝膠隔熱層和不銹鋼金屬基體層外壁溫隨時(shí)間的變化?？梢园l(fā)現(xiàn)，碳化硅耐燒蝕層外壁溫在前20 s急劇上升，在20～60 s期間溫度上升逐漸平緩，在60～128 s 期間溫度穩(wěn)定在900 K；在大約經(jīng)歷128 s后，高硅氧原始材料層燒蝕殆盡，形成溫度的急劇變化，至150 s后溫度緩慢上升，逐漸穩(wěn)定在1 900 K。這是因?yàn)?0 s時(shí)高硅氧燒蝕層達(dá)到熱解溫度釋放出熱解氣體，碳化硅耐燒蝕層受熱解氣體的保護(hù)，輸入材料內(nèi)部的熱流密度減少。高硅氧燒蝕層外壁面升溫過程受熱解和碳化燒蝕吸熱的影響，主要分為四部分：初始階段在壁面良好隔熱效果保護(hù)下的緩慢上升過程；中期材料碳化后迅速升溫過程；隨后溫度幾乎不變的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)過程；后期沒有燒蝕熱防護(hù)后，單純的溫度邊界條件下升溫過程。由于氣凝膠隔熱層的低熱導(dǎo)率，氣凝膠隔熱層外壁面和不銹鋼金屬基體層外壁面始終處于緩慢升溫狀態(tài)，300 s時(shí)才達(dá)到金屬基體的耐溫極限。

圖4 各層材料溫度變化(qin=4 MW·m-2)Fig.4 Temperature variation of each layer(qin=4 MW·m-2)

圖5為不同時(shí)刻，梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)在相對坐標(biāo)(以各層厚度作為基準(zhǔn))下的內(nèi)部溫度分布情況。其中橫坐標(biāo)=0處為與燃?xì)饨佑|壁面，=0～1區(qū)間為碳化硅耐燒蝕層，=1～2區(qū)間為高硅氧燒蝕層，=2～3區(qū)間為氣凝膠隔熱層，=3～4區(qū)間為不銹鋼金屬基體層。從圖中可以看到，10 s時(shí)與燃?xì)饨佑|壁面溫度已經(jīng)達(dá)到了1 950 K，60 s和120 s時(shí)壁面溫度基本在2 200 K左右，說明與燃?xì)饨佑|壁面升溫過程集中在初始階段的短時(shí)間內(nèi)，后期溫度上升緩慢。對于氣凝膠隔熱層和不銹鋼金屬基體層，隨著熱流密度作用時(shí)間增加，這兩層材料升溫速度加快，這是因?yàn)殡S著高硅氧原始材料層耗盡，燒蝕引起的各種物理化學(xué)反應(yīng)帶走的熱量減少，且生成的高硅氧碳化層隔熱效果遠(yuǎn)低于高硅氧原始材料層，因此在128 s高硅氧原始材料層燒蝕殆盡后溫度上升速度更快。圖中虛線為高硅氧燒蝕層熱解所對應(yīng)的溫度600 K，即燒蝕模型中的熱解面，由于熱解面上復(fù)雜的相變和燒蝕吸熱，導(dǎo)致熱解面成為溫度上升的拐點(diǎn)。所以，在梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)應(yīng)用中，短時(shí)間工作條件下可重點(diǎn)關(guān)注碳化硅耐燒蝕層；長時(shí)間工作時(shí)則需要重點(diǎn)關(guān)注氣凝膠隔熱層和不銹鋼金屬基體層；并且高硅氧原始材料層燒蝕光后，整個(gè)梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)仍能保持一段時(shí)間的隔熱效果。

圖5 不同時(shí)刻復(fù)合結(jié)構(gòu)內(nèi)部溫度分布(qin=4 MW·m-2)Fig.5 Temperature profiles inside composite structure with time (qin=4 MW·m-2)

圖6為不同輸入熱流密度值對應(yīng)的高硅氧燒蝕層外壁溫變化。從圖中可以看到，隨著輸入熱流密度的增大，高硅氧原始材料層燒蝕時(shí)間減小，輸入熱流密度2、3、4 MW·m下對應(yīng)的高硅氧原始材料層燒蝕時(shí)間分別是273、165、128 s，1.5 MW·m輸入熱流密度下在350 s時(shí)仍未燒蝕殆盡。熱防護(hù)結(jié)構(gòu)在有高硅氧原始材料層燒蝕保護(hù)時(shí)，不同輸入熱流密度對應(yīng)的高硅氧燒蝕層外壁溫最大差值僅為100 K，高硅氧原始材料層燒蝕殆盡后高硅氧燒蝕層外壁溫最大差值則迅速增大，尤其是在高輸入熱流密度下，局部區(qū)域高硅氧原始材料層燒光后短時(shí)間內(nèi)的急劇升溫將導(dǎo)致熱防護(hù)結(jié)構(gòu)失效。因此，針對壁面溫度軸向分布不均勻的旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室，采用分區(qū)域設(shè)計(jì)熱防護(hù)層厚度是一個(gè)值得關(guān)注的方式，對于延長熱防護(hù)結(jié)構(gòu)工作壽命是必要的。

圖6 不同輸入熱流密度下高硅氧燒蝕層外壁溫變化Fig.6 Temperature variation on outer surface of high-silicon-oxygen ablation layer under different input heat fluxes

2.2 燒蝕材料的影響

在梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)中，相變燒蝕具有重要的作用機(jī)制，以表1中的高硅氧燒蝕層材料基準(zhǔn)參數(shù)為基礎(chǔ)，通過改變熱解氣體質(zhì)量流率、熱解潛熱和熱導(dǎo)率，分析其對熱防護(hù)性能的影響。

圖7為輸入熱流密度4 MW·m，熱解氣體質(zhì)量流率對高硅氧燒蝕層外壁面冷卻效果的影響。熱解氣體質(zhì)量流率分別為0.10、0.25、0.52 kg·m·s，對應(yīng)的燒蝕時(shí)間分別為86、97、128 s，說明大的熱解氣體質(zhì)量流率能起到滯后燒蝕、延長熱防護(hù)結(jié)構(gòu)可靠工作時(shí)間的作用。

圖8為輸入熱流密度4 MW·m時(shí)，熱解潛熱對高硅氧燒蝕層外壁面冷卻效果的影響。燒蝕熱解潛熱Δ為10、15、20 kJ·kg，對應(yīng)的燒蝕時(shí)間分別為128、209 s和大于350 s，說明具有大的熱解潛熱的燒蝕材料在梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)中具有更好的作用效果。

圖7 熱解氣體質(zhì)量流率對高硅氧燒蝕層外壁溫影響(qin=4 MW·m-2)Fig.7 Influence of pyrolysis-gas mass flow rate on temperature on outer surface of high-silicon-oxygen ablation layer (qin=4 MW·m-2)

圖8 熱解潛熱對高硅氧燒蝕層外壁溫影響(qin=4 MW·m-2)Fig.8 Influence of pyrolytic heat on temperature on outer surface of high-silicon-oxygen ablation layer (qin=4 MW·m-2)

圖9為輸入熱流密度4 MW·m時(shí)，高硅氧原始材料層熱導(dǎo)率對高硅氧燒蝕層外壁面溫度的影響。從圖中可以看出，減小高硅氧原始材料層熱導(dǎo)率后壁面降溫顯著，并且高硅氧原始材料層熱導(dǎo)率從0.450 W·m·K減小至0.20 W·m·K時(shí)，壁面溫度下降幅度增大，從10 s開始高硅氧燒蝕層外壁面溫度開始出現(xiàn)差異，說明減小高硅氧原始材料層熱導(dǎo)率帶來的降溫增益始終增大。因此在梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，從保護(hù)燃燒室不銹鋼金屬基體層的角度考慮，降低高硅氧原始材料層熱導(dǎo)率可以取得更好的效果。

圖9 高硅氧原始材料層熱導(dǎo)率對高硅氧燒蝕層外壁溫影響(qin=4 MW·m-2)Fig.9 Influence of thermal conductivity of high-silicon-oxygen original layer on temperature on outer surface of high-silicon-oxygen ablation layer (qin=4 MW·m-2)

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)系統(tǒng)簡介

在旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺架上，對碳化硅耐燒蝕層-高硅氧燒蝕層-氣凝膠隔熱層-不銹鋼金屬基體層梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱考核試驗(yàn)。熱防護(hù)結(jié)構(gòu)安裝在旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室外筒壁內(nèi)側(cè)，內(nèi)筒壁則采用水冷方式。試驗(yàn)采用直連式燃燒試驗(yàn)系統(tǒng)，如圖10所示，主要由連接段、隔離段、燃燒室主體、高能點(diǎn)火系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和水冷系統(tǒng)等組成。

旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室進(jìn)氣氣流由高壓氣源供給，經(jīng)管道連接段和隔離段進(jìn)入旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室，在隔離段中安裝測量進(jìn)氣總壓和總溫的探針耙；旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室采用煤油作為燃料，采用高能點(diǎn)火裝置觸發(fā)，它的長度為400 mm；為監(jiān)測燃燒過程達(dá)到旋轉(zhuǎn)爆震狀態(tài)，在壁面安置數(shù)個(gè)等離子溫度探針和高頻響動(dòng)態(tài)壓力傳感器，如圖11所示；冷卻系統(tǒng)提供的冷卻水經(jīng)隔離段尾端的周向支板輸送至旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室內(nèi)筒再排出，在排氣出口段安裝有排氣引射艙，以降低排出至環(huán)境的高溫排氣溫度。

試驗(yàn)所采用的梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)與一維熱分析的結(jié)構(gòu)形式一致，即由碳化硅耐燒蝕層-高硅氧燒蝕層-氣凝膠隔熱層-不銹鋼金屬基體層構(gòu)成，各層高度也與一維熱分析的結(jié)構(gòu)相同。該熱防護(hù)結(jié)構(gòu)覆蓋燃燒室軸向長度，外環(huán)內(nèi)徑約為280 mm。在高硅氧燒蝕層和氣凝膠隔熱層交界面，共布置40個(gè)鎧裝熱電偶，其中沿周向上下和前后布置4排，每排各10個(gè)熱電偶沿軸向均勻排布，如圖11所示，圖中為旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室軸向長度。熱電偶聯(lián)接至數(shù)據(jù)巡檢儀采集，熱電偶的測溫精度為0.5%。鑒于旋轉(zhuǎn)爆震波的高頻特征，周向上的瞬態(tài)溫度差異非常難以捕獲，為此采用周向上的4個(gè)熱電偶測溫?cái)?shù)值進(jìn)行平均而確定軸向上的溫度分布。

圖10 試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.10 Schematic of test system

圖11 熱電偶和動(dòng)壓傳感器布置示意圖Fig.11 Schematic diagram of arrangement of thermocouples and dynamic pressure transducers

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

由壁面動(dòng)壓傳感器1測量結(jié)果可見，如圖12所示，壁面相對壓力值()經(jīng)歷急劇的脈沖變化，顯然是旋轉(zhuǎn)爆震波的作用所致。測試過程中，溫度也呈現(xiàn)出一定的脈動(dòng)變化，如圖13所示，但其脈動(dòng)幅度很小，為此在溫度測試數(shù)據(jù)中加以光順處理。

圖14為試驗(yàn)測得的不同時(shí)刻高硅氧燒蝕層外壁面軸向溫度分布，可以發(fā)現(xiàn)120～240 s間的溫度變化最大，240～350 s間的溫度變化較小，說

圖12 瞬時(shí)壓力變化測試結(jié)果Fig.12 Measured instantaneous pressure variation

圖13 瞬時(shí)溫度變化測試結(jié)果Fig.13 Measured instantaneous temperature variation

明燒蝕集中在前240 s，240 s后高硅氧原始材料層幾乎都被燒光。

圖15為/=0.15、0.3、0.38和0.76四個(gè)軸向截面上高硅氧燒蝕層外壁面溫度測點(diǎn)在350 s 內(nèi)隨時(shí)間的變化，從圖中可以看到，在/=0.15截面，溫度較低，高硅氧原始材料層未發(fā)生燒蝕，這是由于在燃燒室前端，預(yù)混氣的周期性補(bǔ)充對壁面起到冷卻效果所致；在/=0.3和/=0.38兩個(gè)截面，由于其位于爆震波和爆震波后區(qū)域，該區(qū)域高硅氧原始材料層發(fā)生部分燒蝕，并在200 s后達(dá)到穩(wěn)定；在/=0.76截面，位于斜激波最高溫區(qū)域，200 s后溫度繼續(xù)急劇上升，表明高硅氧原始材料層已燒蝕殆盡。

基于高硅氧燒蝕層外壁面軸向溫度試驗(yàn)測試結(jié)果，對壁面輸入熱流密度進(jìn)行反演分析。這種反演是建立在一維瞬態(tài)傳熱模型基礎(chǔ)之上的簡單

圖14 高硅氧燒蝕層外壁面溫度軸向分布Fig.14 Temperature distribution on outer surface of high-silicon-oxygen layer along axial direction

圖15 高硅氧燒蝕層外壁面軸向溫度變化Fig.15 Temperature variation on outer surface of high-silicon-oxygen layer

反演，即針對旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室采用的梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)參數(shù)，首先運(yùn)用建立的梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)一維瞬態(tài)熱分析模型，建立起壁面輸入熱流密度與高硅氧燒蝕層和氣凝膠隔熱層界面(即熱電偶測溫截面)溫度在不同時(shí)刻下的對應(yīng)關(guān)聯(lián)；然后從中某一時(shí)刻實(shí)測的燃燒室軸向溫度值確定該位置處的壁面輸入熱流密度。盡管這種方法未能考慮軸向溫度梯度引起的熱流變化，但它能快捷地提供大致的熱流密度分布特征，在徑向傳熱主導(dǎo)的條件下更為有效。圖16所示為350 s時(shí)，旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室高硅氧燒蝕層外壁面軸向測得的溫度和反演得到的壁面輸入熱流密度?？梢钥吹剑D(zhuǎn)爆震燃燒室軸向溫度分布趨勢和數(shù)值模擬結(jié)果具有良好的一致性。熱環(huán)境最嚴(yán)苛的區(qū)域是斜激波所在區(qū)域，燃燒室進(jìn)口由于預(yù)混氣的及時(shí)補(bǔ)充而得到有效冷卻。由于試驗(yàn)中燃燒室出口段引射冷卻裝置保護(hù)而使得測試的壁面溫度較低?？傮w而言，旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室軸向的溫度和熱流密度分布極度不均勻，針對其工作特點(diǎn)，宜采取分區(qū)變厚度的梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)理念。

圖16 基于測試溫度分布反演的熱流密度分布Fig.16 Predicted heat flux distribution based on tested temperature distribution

針對/=0.3截面，依據(jù)圖16中對應(yīng)位置的局部熱流密度，對所采用的梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了一維瞬態(tài)熱分析，圖17為高硅氧燒蝕層外壁面溫度隨時(shí)間變化的一維瞬態(tài)熱分析結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比，可以看出，所建立的梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)熱分析模型能較好地預(yù)測其表面溫度變化，盡管數(shù)值預(yù)測結(jié)果在初始階段的升溫速率更塊、后續(xù)階段的表面溫度較高。這是由于一方面，

圖17 試驗(yàn)結(jié)果和預(yù)測結(jié)果對比Fig.17 Comparison of tested and predicted results

熱電偶在瞬態(tài)測試中存在一定的溫度響應(yīng)遲滯效應(yīng)，另一方面，由于熱解氣體從碳化硅耐燒蝕層表面滲出時(shí)起到發(fā)散冷卻的作用，有利于降低壁面溫度、延長燒蝕時(shí)間。另外，熱分析模型中忽略了軸向溫度梯度引起的熱流變化。所以在后續(xù)工作應(yīng)發(fā)展包含熱解氣發(fā)散冷卻效應(yīng)的二維瞬態(tài)熱分析數(shù)學(xué)模型，以更精確地預(yù)測旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室壁面梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的傳熱特性。

4 結(jié) 論

1) 以高硅氧燒蝕層熱解/碳化溫度作為判據(jù)，按照高硅氧燒蝕層熱解和碳化過程將瞬態(tài)傳熱過程分為四個(gè)階段，建立了考慮燒蝕過程的梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)一維瞬態(tài)熱分析模型，采用動(dòng)邊界方法描述高硅氧原始材料層的退化，構(gòu)建了一維瞬態(tài)熱分析流程。

2) 結(jié)合旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室的典型熱環(huán)境，獲得了壁面輸入熱流密度和高硅氧燒蝕層主要參數(shù)對熱防護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)部溫度分布的影響，低熱導(dǎo)率、高熱解潛熱和高熱解氣體質(zhì)量流率的高硅氧燒蝕層材料具有更好的熱防護(hù)效果。

3) 旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室壁面沿軸向的溫度分布存在著固有的不均勻性，燃燒室進(jìn)口由于預(yù)混氣的及時(shí)補(bǔ)充而得到有效冷卻，溫度峰值出現(xiàn)在軸向中下游區(qū)域，對應(yīng)于斜激波所在的熱環(huán)境最嚴(yán)苛的區(qū)域。

4) 基于徑向一維傳熱簡化，從實(shí)測的旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室壁面軸向溫度分布反演出時(shí)均熱流密度沿程分布，并以此對熱防護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了一維瞬態(tài)熱分析，驗(yàn)證了所建立的梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)一維瞬態(tài)熱分析模型的可靠性。

在一維熱分析模型中未考慮熱解氣體滲出后對壁面的氣膜防護(hù)效應(yīng)，同時(shí)在壁面熱流密度反演過程中也忽略了軸向溫度梯度引起的熱流密度變化，在后續(xù)工作應(yīng)進(jìn)一步發(fā)展包含熱解氣發(fā)散冷卻效應(yīng)的二維瞬態(tài)熱分析數(shù)學(xué)模型，以更精確地預(yù)測旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室壁面梯度復(fù)合熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的傳熱特性。