低溫風洞絕熱結構設計與性能分析

宋遠佳，廖達雄，陳萬華,*，賴 歡，侯 予

1.中國空氣動力研究與發展中心 設備設計與測試技術研究所，四川 綿陽 621000 2.西安交通大學 能源與動力工程學院，西安 710049

0 引言

為追求大型客機、大型運輸機、遠程作戰飛機和先進戰斗機等更高的經濟性和安全性，需遵循一系列相似準則開展風洞模擬試驗[1]。然而，由于風洞試驗段尺寸的限制，加之飛行器結構幾何參數越來越大，利用現有常規風洞開展模擬試驗的雷諾數偏低，使得基于常規風洞試驗結果的飛行器氣動設計和性能預測出現偏差，可能導致設計方案更改，延誤研制周期，造成經濟損失。

為解決常規風洞模擬雷諾數偏低的問題，最實用的方法是采用液氮降低風洞內部溫度[2-4]。目前，國際上共建成20 多座低溫風洞，特別是美國蘭利中心的國家跨聲速風洞（National Transonic Facility，NTF）[5-7]、德國宇航中心的低溫低速風洞（Kryo-Kanal Koeln，KKK）[8]以及歐洲跨聲速風洞（European Transonic Wind Tunnel，ETW）[9-12]等2 m 以上口徑的大型低溫風洞，為歐美國家的大型客機和運輸機研發提供了可靠的試驗研究平臺，極大地促進了歐美航空業的發展。目前，國內最大的低溫風洞為0.3 m 口徑[13-14]，無法滿足我國大型航空航天飛行器的風洞模擬高雷諾數試驗需求，亟需開展大口徑生產型低溫風洞的關鍵技術研究。

文獻[15]指出：具有高效保冷性能的絕熱結構作為低溫風洞的關鍵結構之一，是確保風洞可靠運行、降低風洞運行液氮消耗的重要保證。在此基礎上，文獻[16]綜合分析了NTF（試驗段尺寸2.50 m×2.50 m×7.62 m，總壓1×105～9×105Pa，總溫78～338 K，馬赫數0.2～1.2）和ETW（試驗段尺寸2.0 m×2.4 m×9.0 m，總壓1.15×105～4.50×105Pa，總溫110～313 K，馬赫數 0.15～1.30）等大型低溫風洞的絕熱結構，認為將絕熱結構設計為由若干個絕熱單元組成的形式，更有利于絕熱層的保護和施工。

絕熱結構在服役過程中不僅要具備低溫環境適應性，還需不斷承受風洞運行的交變壓力，因此，開展低溫風洞絕熱結構設計及其性能研究對于建造安全可靠的低溫風洞具有重要意義。有鑒于此，本文在進行低溫風洞絕熱結構總體設計和選材的基礎上，綜合運用數值計算和試驗研究相結合的方法考察絕熱結構性能，以驗證結構設計的正確性。

1 絕熱結構設計

1.1 設計輸入條件

絕熱結構在風洞中的服役環境復雜，影響因素多（包括地區氣候、風洞內部的寬域溫度和壓力等）。參考NTF 和ETW 等國外生產型低溫風洞的性能指標，確定風洞設計輸入條件為：最低設計溫度110 K，最高設計溫度313 K；最小工作壓力1.15×105Pa，最大工作壓力4.5×105Pa；風洞口徑5 m。

1.2 結構總體設計

在大型低溫風洞中，絕熱結構用于保持風洞運行的低溫環境，其可靠性直接影響風洞整個內絕熱系統的絕熱性能。為防止絕熱結構在低溫環境下破裂損壞，同時便于絕熱結構的生產、運輸、施工和維護，將絕熱結構設計為由若干個絕熱單元組成的形式，如圖1所示。

圖1 絕熱結構組成Fig.1 Element of insulation structure

此外，文獻[17]指出，采用分層設計工藝，預制軟質、硬質泡沫塑料塊，可以有效降低絕熱單元的熱應力水平。為此，將絕熱單元設計為多層粘接復合結構，單元長1000 mm、寬633 mm、厚150 mm，從內至外依次為表層（厚70 mm）、中間層（厚10 mm，包括中間絕熱層和中間補償層）以及底層（厚70 mm），其中，中間補償層環繞于中間絕熱層四周。表層、底層和中間絕熱層均采用聚氨酯類硬質泡沫材料，主要防止洞體內部冷量外泄，降低洞體外部熱量滲入；中間補償層采用軟質泡沫材料，主要起緩沖作用，補償變形，避免損壞絕熱單元。絕熱單元之間采用環向和縱向補償件連接，補償件寬度為60 mm，采用軟質泡沫材料，在低溫環境下也具有彈性，能夠降低局部應力集中。

2 絕熱結構性能數值計算分析

絕熱結構承受著低溫環境和風洞運行的交變壓力。采用ABAQUS 6.14[18]對其絕熱特性和應力分布進行分析，以考核結構性能是否滿足低溫風洞服役要求，從而驗證絕熱結構設計的正確性。

2.1 建立模型

由于絕熱結構粘接于風洞洞體內壁，建模時通常將洞體也考慮在內。絕熱結構有限元數值計算模型主要包括洞體和絕熱結構，如圖2所示。其中，洞體直徑為5 m，采用304 不銹鋼材料；絕熱結構由絕熱單元、縱向補償件及環向補償件組成，絕熱單元為多層軟、硬泡沫復合結構，相關材料的物性參數如表1所示。

圖2 數值計算模型Fig.2 Numerical calculation model

表1 材料物性參數[19]Table 1 Physical parameters of materials[19]

為便于計算，假設絕熱單元各層粘接面接觸良好，同時忽略振動、噪聲、氣流脈動、重力等因素的影響。模型為中心對稱結構，為降低計算復雜度，以1/4 模型進行計算。采用八節點力–熱耦合六面體單元（C3D8RT）對試件劃分網格，網格總數101 883 個，如圖2所示。

2.2 載荷條件

計算時需考慮的載荷主要包括溫度載荷和壓力載荷。

溫度載荷T：液氮溫度77.0 K，環境溫度305.6 K，初始溫度305.6 K；

壓力載荷p1：工作壓力1.15×105Pa；

壓力載荷p2：工作壓力4.5×105Pa。

2.3 邊界條件

絕熱單元內層與低溫氣流的對流換熱系數為5 W/（m2·K），洞體外表面與環境的對流換熱系數為10 W/（m2·K），所有側面默認絕熱。

模型一側約束x向位移，另一側自由；x-z面約束y向位移；x-y面約束z向位移。如圖3所示。

圖3 位移邊界條件Fig.3 Displacement boundary condition

2.4 計算工況

低溫風洞運行工況主要包括低溫工況（T）、低壓工況（p1）、正壓工況（p2）、低溫正壓工況（T+p2）。低溫正壓工況是絕熱結構最惡劣的服役工況。本文重點研究低溫正壓工況（T+p2）下的絕熱結構性能。

2.5 結果分析

根據上述載荷條件和邊界條件，計算得到低溫正壓工況下絕熱結構的溫度場、熱通量及位移場云圖，如圖4～6所示。從圖4 可見（NT11表示溫度場），絕熱結構總體溫度場均勻，內表面溫度83.71 K，洞體外表面溫度302.10 K，這充分說明設計的絕熱結構可以較好地維持風洞內部低溫環境，具有良好的絕熱保冷性能。從圖5 可見（HFL表示熱通量），絕熱結構的熱通量沿絕熱單元厚度方向較小，低于50.00 W/m2，在縱向補償件位置較大，達到55.91 W/m2，這主要是由于補償件采用軟質泡沫材料，易產生熱橋，導致冷量損失。從圖6 可見（U表示位移場），在熱應力和正壓力雙重作用下，絕熱結構內表面位移大于外表面位移，且最大位移出現于各絕熱單元頂角位置，其值為7.10 mm，這主要是由于絕熱單元內表面頂角處于無約束位置，自由度較大。

圖4 絕熱結構模型溫度場云圖Fig.4 Temperature field nephogram of insulation structure

圖5 絕熱結構模型熱通量云圖Fig.5 Heat flux nephogram of insulation structure

圖6 絕熱結構模型位移場云圖Fig.6 Displacement field nephogram of insulation structure

為更好地分析低溫正壓載荷對絕熱結構的影響，提取一個絕熱單元進行分析。圖7～11 分別為絕熱單元的溫度場、熱通量、位移場和應力場云圖。從圖7 可以看出，絕熱單元的溫度場均勻，內表面溫度83.71 K，與洞體粘接的外表面溫度302.10 K，溫差約218.40 K，這進一步表明絕熱結構具有良好的保冷效果。由圖8 可知，絕熱單元整體的熱通量不大，平均值37.92 W/m2，最大值約43.53 W/m2，主要集中于底層側邊和4 個頂角位置，這主要是由于此處填充了軟質泡沫材料，極易產生熱橋，與圖5的分析一致。由圖9 可知，絕熱單元在熱應力和正應力作用下膨脹變形，最大位移為4.48 mm，主要出現在4 個頂角位置。由圖10 和11 可知（S表示應力場），絕熱單元整體應力不高，最大為0.75 MPa，主要出現于中間絕熱層的4 個方角位置，這是由于此處力傳遞受阻，導致應力集中。絕熱單元材料的許用應力為1 MPa，因此即使出現了應力集中，絕熱單元最大應力仍然小于許用應力，滿足強度要求；在實際生產制造過程中，可采用局部倒圓處理降低應力集中，進一步增大絕熱單元的安全系數。

圖7 絕熱單元溫度場云圖Fig.7 Temperature field nephogram of insulation unit

圖8 絕熱單元熱通量云圖Fig.8 Heat flux nephogram of insulation unit

圖9 絕熱單元位移場云圖Fig.9 Displacement field nephogram of insulation unit

圖10 絕熱單元應力場整體云圖Fig.10 Overall stress field nephogram of insulation unit

圖11 絕熱單元應力場剖視云圖Fig.11 Sectional stress field nephogram of insulation unit

3 試驗研究

上述數值計算結果表明設計的絕熱結構滿足低溫風洞運行要求，但計算采用的模型未考慮重力、氣流脈動等載荷因素的影響。為進一步考核絕熱結構性能，本節通過試驗研究絕熱結構的絕熱和應變特性，探索其在低溫風洞中的適用性。

3.1 試驗概述

基于絕熱結構服役所處的低溫環境，設計構建了試驗艙平臺，該平臺主要包括7 個子系統，如圖12所示。

圖12 試驗平臺示意圖Fig.12 Sketch map of test platform

低溫液氮供應系統：貯存液氮，提供試驗所需的液氮和低溫氮氣。

常溫氣氮供應系統：提供試驗所需的升壓和控制等氣體。

加熱系統：通過強制對流的方式對試驗艙內的氣體進行加熱。

抽真空系統：加速清洗試驗艙，縮短清洗時間。

控制系統：實現對整個平臺系統的運行控制與安全連鎖。

低溫環境試驗艙：用于形成與低溫風洞相近的低溫環境，開展試驗，如圖13（a）所示。

圖13 試驗艙與絕熱結構Fig.13 Test chamber and insulation structure

內絕熱系統：由絕熱結構組成，作為試驗對象粘貼于試驗艙內壁，如圖13（b）所示。

試驗平臺性能參數為：溫度范圍100～300 K，溫度均勻性±1 K，溫度穩定性±1 K；壓力范圍0.01～0.45 MPa。

利用上述試驗平臺開展了低溫環境下的交變壓力沖擊試驗。試驗步驟如下：

1）對試驗艙進行降溫操作，當艙內溫度低至110 K時，進行穩態保溫，此過程約3 h。

2）引入液氮罐氣枕氣，使試驗艙內的氣體增壓0.4 MPa，然后打開排氣閥泄壓至0.012 MPa，如此反復10 次。同時，采用熱電偶和應變片對艙內絕熱結構的溫度和應變等參數進行采集，此過程約3 h。

3）對試驗艙進行升溫操作，當艙內溫度回升至常溫，試驗結束，關閉試驗儀器，此過程約2 h。

試驗過程中，采用T 型銅–康銅熱電偶作為溫度傳感器測量絕熱結構的溫度變化情況。該熱電偶是標準化的低溫用熱電偶，測溫范圍50～370 K，測量精度0.5 K。為使溫度測量值較為全面地反映試驗樣件的實時溫度場變化，在絕熱單元表層、中間層、底層沿中軸線厚度方向的a、b、c、d面上分別布置3 個熱電偶，測點位置及編號如圖14所示。

圖14 熱電偶測點位置Fig.14 Thermocouple measuring points

采用KFL 低溫用應變片（阻值120 Ω，工作溫度范圍為4.2 K 至常溫，測量誤差約為1%）測量應力數據，貼片膠為CC-33A 低溫應變膠。應變片測點位置如圖15所示，在各測點沿著0o方向（即x軸方向）布設應變片。

圖15 應變片測點位置Fig.15 Strain gage measuring points

3.2 試驗結果分析

按照上述試驗步驟，采集了試驗過程中的應力/應變和溫度數據。圖16 為絕熱單元的應力/應變測量結果。圖中測點2 的數據出現畸變，這是由于應變片與絕熱單元粘貼不夠牢固，在交變氣流壓力作用下應變片發生晃動，導致應力/應變測量數據出現畸變，在后文分析中不予考慮。從其他測點數據可以看出，測點1、3、5 的應變在低溫交變壓力載荷下的變化規律一致，但測點1、3 應變較為接近，與測點5 差異較大。這可能是由于測點1、3 粘貼于同一絕熱單元，而測點5 粘貼于另一絕熱單元；絕熱單元材料是孔隙結構，不同絕熱單元的孔隙大小和孔隙率均有差異，即使在相同工況下，不同絕熱單元上測點的應變也會有所不同。總體而言，低溫交變壓力沖擊下絕熱結構的應變在–1.5×10–3～2.5×10–3范圍內，應力在–0.15～0.25 MPa 范圍內，小于絕熱材料許用應力值，這表明絕熱結構性能滿足低溫風洞運行要求。

圖16 應力/應變測量結果Fig.16 Measurement results of stress/strain

試驗獲取的應力值比數值計算結果略低，這主要是因為試驗過程中應變片僅測量平面方向內的應變，而忽略了熱應力導致的彎曲以及防潮層熱脹冷縮等因素，從而使試驗結果偏低。此外，從圖中還可以看出，在低溫環境中進行交變壓力沖擊，絕熱結構的應力/應變隨著壓力的變化而變化，但變化幅度非常小，這說明交變壓力沖擊載荷對絕熱結構應力/應變的影響較小，從而可以推斷出低溫載荷是導致絕熱結構產生應力/應變的主要因素。

圖17 給出了絕熱單元沿厚度方向各面的溫度測量結果的平均值。可以看出，在低溫環境下，絕熱單元沿厚度方向存在溫度梯度變化，即，形成氣流通道的絕熱單元從內表面a到外表面d的溫度逐漸升高，其值分別為：Ta=120 K，Tb=220 K，Tc=240 K，Td=290 K。值得一提的是，絕熱單元外表面溫度Td在整個試驗過程中一直保持初始溫度狀態，幾乎沒有變化，這說明絕熱結構能較好地保持試驗艙內的低溫環境，具有良好的保冷性能。同時，在降溫過程中，圖17 中曲線a一直呈下降趨勢，而圖16 的應力/應變曲線呈先下降再上升趨勢，這是由于粘貼應變片布置測點時，應變片中出現了一定的殘余應力，在降溫過程中存在殘余應力釋放過程。此外，在交變壓力沖擊過程中，溫度出現了小范圍波動，原因可能有二：一是壓力交變過程中氣流對熱電偶及熱電偶周圍的流場產生了一定影響；二是根據理想氣體狀態方程，壓力交變同樣會導致溫度交變。

圖17 溫度測量結果Fig.17 Measurement results of temperature

4 結論

本文將低溫風洞絕熱結構設計為由若干絕熱單元組成的形式，通過數值計算和試驗考察了低溫風洞運行工況下絕熱結構的性能，得到如下結論：

1）數值計算結果表明：低溫正壓工況下，絕熱單元的熱通量不高，低于50 W/m2，內外溫差218.40 K，最大應力為0.75 MPa，而絕熱材料許用應力為1 MPa，這說明設計的絕熱結構滿足風洞運行工況下的強度要求，具有較好的絕熱保冷效果。

2）試驗結果表明：絕熱單元的應力在–0.15～0.25 MPa 范圍內，比數值計算結果略小；受交變壓力沖擊影響，溫度發生小范圍波動，但不影響絕熱結構的保冷效果。