一種高超聲速稀薄流激波干擾氣動熱測量技術

2021-01-10 03:27:48王宏宇石義雷龍正義毛春滿

宇航學報 2020年12期

王宏宇，王輝，石義雷，龍正義，毛春滿，李杰

(中國空氣動力研究與發展中心超高速空氣動力研究所，綿陽 621000)

0 引言

高超聲速飛行器飛行過程中面臨嚴重的氣動加熱，可導致飛行器結構在高溫下發生燒蝕破壞[1]。氣動加熱在流場的激波干擾區尤為嚴重，第IV類干擾模式中，干擾區形成的欠膨脹超聲速射流導致局部流動參數幅值發生劇烈變化，對飛行器表面傳熱造成巨大影響[2-3]。

一些學者在預測飛行器激波干擾區表面壓力和熱流的CFD和DSMC計算校準方面做了大量工作[4-6]，大量研究結果表明，計算結果大多過高地預測了熱流值，與實驗結果之間存在差異。迄今為止，國際上尚沒有形成一個完備的精確預測激波干擾流場的計算方法，也沒有找到影響計算精度的確切原因，因此，發展高精度的實驗測量技術對于激波干擾氣動熱特性問題研究十分重要。

國內在高超聲速氣動熱測量研究方面，楊彥廣等[7]和彭治雨等[8]對氣動熱測量技術的發展情況進行了綜合分析探討，并對其發展趨勢進行了討論。針對激波風洞實驗的氣動熱測量，發展了薄膜熱電阻和同軸熱電偶熱流傳感器，通過獲取傳感器感應面溫度-時間數據，根據一維半無限體熱傳導理論計算出模型表面熱流[9-10]。徐大軍等[11]在激波風洞實驗中，獲得了吸氣式高超聲速飛行器氣動熱環境；張扣立等[12]針對高超聲速邊界層轉捩研究需求發展了溫敏漆技術，驗證了溫敏漆技術對邊界層轉捩參數定量測量的適用性。

稀薄流域高超聲速飛行器的氣動加熱問題越來越受到重視，精確預測飛行器在稀薄流域的氣動加熱及其結構在氣動加熱作用下的溫度變化特性能夠為飛行器的結構強度計算和熱應力計算提供初始計算依據[13-14]。高馬赫數稀薄來流條件下飛行器面臨的黏性干擾、激波干擾等現象更加顯著，目前對激波干擾氣動熱特性的預測問題還沒有得到有效解決，現有的瞬態熱流測量技術無法滿足對低密度風洞稀薄來流條件下中低熱流量值、長時間的精確測量需求，需要發展新的測量技術。為實現低密度風洞來流激波干擾引起的氣動熱測量，預測熱流隨不同流態的變化規律，本文發展了適用于長時間、中低量值熱流測量的點式測量技術。

1 適用于長時間中/低熱流測量的量熱計設計

基于半無限體假設的一維熱傳導模型，設計了帶有封裝外套的量熱計，通過測量量熱計表面的溫度-時間曲線，計算表面熱流。量熱計結構示意圖如圖1所示，為了提高傳感器溫度測試信噪比，傳熱體采用導熱系數低的康銅材料，外徑為0.5 mm的K型鎧裝熱電偶作為前端面測溫元件；為降低熱電偶測溫點接觸熱阻和提高熱響應速度，采用純銀融接工藝將測溫接點與傳熱體前表面粘結在一起；為減小傳熱體的側向傳熱，實現近似一維傳熱，在康銅傳熱體外圍固定帶有錐口的不銹鋼封裝外套，使外套與康銅傳熱體之間存有間隙。這種帶有空氣間隙的隔熱封裝外套設計明顯增大了傳熱體側向熱阻系數，使側向傳熱顯著降低，提高了基于一維半無限體假設的熱流測試有效時間和精確度。量熱計的公稱直徑為3.2 mm，長度為8 mm。

獲得溫度-時間數據后，采用基于一維半無限大體熱傳導理論的Cook-Felderman公式[15]計算出熱流：

(1)

為了便于數據處理，將式(1)轉化為：

(2)

式中：c為傳熱介質的比熱，單位為J/(kg·k)；k為傳熱介質的導熱系數，單位為W/(m·K)；Tw為測點的壁溫，單位為K；ρ為傳熱介質密度，單位為kg/m3；t為測量時間，單位為s。在本文的研究中，將新型量熱計的測量數據與相同測試原理的同軸熱電偶測量數據作對比分析，同軸熱電偶的公稱直徑約為2 mm，使用前需要進行標定試驗。

圖1 量熱計示意圖

2 地面標定實驗

為提高風洞實驗的氣動熱測量精度，量熱計在使用前需進行標定，本文采用空氣動力研究與發展中心超高速所自主研制的熱流傳感器標定系統對量熱計進行標定，其原理圖如圖2所示。標定系統由弧光燈光源、位移機構和數據采集系統組成。弧光燈光源用于產生均勻縫補的穩定輻射熱流，通過改變弧光燈的輸入電流可以產生不同的輻射熱流值。入射的輻射熱流經過已知吸收率的感應面涂層進入熱流傳感器中。位移機構調節傳感器的位置，使弧光燈標定光源裝置的中心對準量熱計和戈登計中心。數據采集系統采集溫度信號隨時間變化，采樣頻率為1 kHz。將已校準的標準戈登計作為基準傳感器測量入射熱流，并根據量熱計感應面涂層吸收率，計算出量熱計凈標定入射熱流，然后根據式(1)，由量熱計所測溫度信號計算出熱流示值。最后，根據不同弧光燈電流值下的凈標定入射熱流和熱流示值，采用最小二乘優化算法，擬合一條截距為零的直線，其斜率即為量熱計的標定系數。

圖2 熱流傳感器標定實驗原理圖

圖3～圖6對比了不同輻射熱流條件下(光源恒定電流為50 A，70 A，90 A，110 A)量熱計和同軸熱電偶所測得的溫升和熱流變化。由于外界氣流干擾帶來的噪聲較小，量熱計和同軸熱電偶所獲得的溫升曲線均比較平滑，熱流信號的噪聲水平較低。其中，量熱計的響應時間較慢，大約為1 s。兩種測量方式獲得的初始熱流值較為接近，表明兩種傳感器均能夠對中低熱流進行測量。同軸熱電偶的響應時間較快，但由于受到側向傳熱的影響，其獲得的熱流信號很快呈現出下降的趨勢，且熱流值越大，下降越快。增加了封裝外套的量熱計，由于減小了側向傳熱，所測得的熱流長時間保持恒定，有效降低了測量誤差。標定實驗驗證了量熱計具備對中低量值的熱流長時間測量的能力。

圖3 量熱計溫升曲線

圖4 同軸熱電偶溫升曲線

圖5 通過量熱計溫升計算的熱流

圖6 通過同軸熱電偶溫升計算的熱流

圖7給出了量熱計熱流示值q和戈登計獲得的凈標定入射熱流q*比對數據，由二者線性回歸的直線斜率獲得量熱計的測量數據標定系數k，則量熱計的校準值q*為熱流示值q與k的乘積。即q*=

圖7 量熱計熱流標定曲線

kq。標定了16個量熱計用于風洞實驗熱流測量。

3 高超聲速低密度風洞激波干擾實驗

3.1 實驗設置

為驗證所設計的量熱計用于測量高超聲速低密度來流條件下模型表面熱流的可行性，在中國空氣動力研究與發展中心超高速所Φ1 m低密度風洞上開展了雙錐模型激波干擾氣動熱測量實驗。模型尺寸采用國際上的標準雙錐模型[16]，如圖8所示：模型一級錐角和二級錐角分別為25°和55°，總直徑為261.85 mm；測量時模型的攻角為0，在模型的兩條特征線上設置直徑為3.3 mm和2.2 mm的測量孔，分別用于安裝量熱計和同軸熱電偶。模型底部安裝法蘭盤將模型固定于風洞實驗段的快送機構上。當風洞運行流場穩定后，快送機構將模型快速送進至均勻來流的中心位置，送進時間約為0.2 s。模型被送進后，傳感器與紋影系統同步采集數據。為對熱流分布的規律性進行定性研究，實驗采用了高靈敏度的雙光程紋影成像系統捕捉流場激波圖像，紋影系統配備LED光源，紋影鏡，刀口和相機等部件，相機的采樣速率為30幀/秒，分辨率為1920×1080，與采用單次平行光通過實驗流場的單光程紋影系統相比，雙光程紋影系統采用單球面反射鏡，利用發散光通過實驗流場，由于光束受到兩次擾動，光線的偏折角加倍，流場成像的靈敏度更高[17]。

風洞前室總壓p0采用測量范圍為0～10 MPa絕對壓力傳感器測量，精度0.2%；前室總溫T0采用鉑銠-鉑B型熱電偶測量，測量精度為0.5%。實驗采用M10和M12兩種噴管，通過典型狀態的流場馬赫數校測，噴管核心區馬赫數分別為9.82(M10)和11.54(M12)。實驗過程中，每種工作狀態開展三次實驗，以考核傳感器測量的重復性。

圖8 風洞實驗模型示意圖

3.2 風洞實驗結果及分析

圖9為實驗紋影圖，給出了兩種工況下雙錐模型誘導的激波及其相互干擾狀態：包括分離激波、分離區、再附激波和剪切層等典型流場結構，研究表明兩種來流工況下模型誘導的流場結構相似。由風洞實驗紋影圖可知，兩種工況下分離點的位置幾乎相同，大致位于第一錐體的中心，且激波干涉點的位置也大致相同。由紋影圖可預測熱流的分布情況，由激波干擾的流動特性可知，位于第一錐體頭部附近的邊界層黏性干擾區和第二錐體的激波干擾區存在較大的熱流。

圖9 實驗紋影

圖10～圖13給出了M10和M12工況下量熱計和同軸熱電偶所測量的模型特征線上的熱流分布。由圖10～13可知，一級錐的大部分區域熱流較低，只有位于上游黏性干擾區的熱流較高，自模型拐點起，表面熱流呈上升趨勢，在激波干擾區再附點處熱流達到峰值。再附點下游，熱流逐漸減小，出現了一個極低值，而后又逐漸升高，該結果與激波/邊界層相互干擾的流動機制完全相符，說明測量結果能夠真實反映氣動加熱過程。三個車次實驗結果的對比表明兩種傳感器測量重復性較好，最大重復性誤差小于6%。值得注意的是，同軸熱電偶的測量結果較量熱計偏大，分析原因，新型量熱計的導熱體與其封裝外殼通過前端刃口配合密封，最大限度減小側向傳熱接觸面積，也保證了傳熱體有效受熱面積在標定實驗和風洞實驗中的恒定；而同軸熱電偶在風洞實驗中，由于模型與安裝孔壁面之間存在較明顯的縫隙，產生了局部側向熱輸入，導致其實際有效換熱面積大于同軸熱電偶端面的測熱面積，從而導致測量結果偏高。因此，同軸熱電偶在使用時應與模型測量孔無縫配合以減小測量誤差[18]。

圖10 M10風洞實驗模型熱流分布(量熱計測量)

圖11 M10風洞實驗模型熱流分布(同軸熱電偶測量)

圖12 M12風洞實驗模型熱流分(量熱計測量)

圖13 M12風洞實驗模型熱流分布(同軸熱電偶測量)

圖14～圖17給出了量熱計和同軸熱電偶所測量熱流的結果，分別選取低熱流值的測點4和高熱流值的測點11和測點12進行分析。由圖14和圖15可知，兩種傳感器均可以很好捕捉到低熱流值(q<10 kW/m2)。由于低熱流時側向傳熱不明顯，同軸熱電偶也可以對低熱流較好地捕捉，且熱流信號的信噪比較量熱計高。值得注意的是，兩種傳感器捕捉的信號中均有一個初始峰值，且同軸熱電偶的信號較為明顯，這是因為模型送進過程中受到來流的瞬時沖擊作用。待流場穩定后，呈現較為均勻的變化。通過地面標定實驗不難發現同軸熱電偶測量低熱流的閾值，大概為q=20 kW/m2。對于較高熱流的測點(測點11和測點12)來說，可以明顯看到兩種傳感器的差異性，量熱計的響應時間明顯變長，測點12經過兩秒熱流才基本達到恒定，這可能是由于局部流場加熱的非定常性引起的。由于同軸熱電偶本身的響應時間較快，可以捕捉到振蕩較為明顯的熱流變化，但兩側點的熱流值隨測試時間延長均顯著下降，與地面標定實驗的測量結果相似。因此，本文量熱計的設計可以滿足低密度來流條件下中低量值熱流測量，而對于低量值的熱流測量，同軸熱電偶也能滿足測量精度要求，考慮到實驗成本，測量的熱流較低時，采用同軸熱電偶是合適的。

4 結論

本文針對高超聲速低密度風洞復雜激波干擾氣動熱問題的研究，給出了一種長時間、中低量值熱流測量方法。采用空氣隔熱設計的量熱計可有效改善量熱計側向傳熱的影響，實現更高的熱流測量精度。通過開展量熱計的地面標定實驗和M10、M12高超聲速低密度風洞激波邊界層氣動熱測量實驗，驗證了所研制的量熱計具備長時間、中低量值熱流的測量能力，并且可用于高超聲速稀薄來流條件下激波干擾復雜氣動熱問題的研究。通過本文研究可得出