非平衡氣動加熱條件下的材料熱響應(yīng)差異研究

于明星, 白書欣, 徐曉亮, 曹占偉

(1.國防科學(xué)技術(shù)大學(xué) 航天與材料工程學(xué)院，長沙 410073；2.北京臨近空間飛行器系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

非平衡氣動加熱條件下的材料熱響應(yīng)差異研究

于明星1,2, 白書欣1, 徐曉亮2, 曹占偉2

(1.國防科學(xué)技術(shù)大學(xué) 航天與材料工程學(xué)院，長沙 410073；2.北京臨近空間飛行器系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

針對風(fēng)洞燒蝕試驗中碳/碳與超高溫陶瓷兩種復(fù)合材料存在熱響應(yīng)差異的問題，本文從材料壁面催化與非平衡流場氣動加熱的機理出發(fā)，基于兩種風(fēng)洞設(shè)備設(shè)計了3個燒蝕試驗狀態(tài)，并對可能影響材料熱響應(yīng)的重要因素進行了分析.結(jié)果表明：在不同試驗設(shè)備條件下，碳/碳端頭駐點溫度差異主要是由試驗狀態(tài)調(diào)試偏差和溫度測量偏差造成的，而超高溫陶瓷端頭駐點溫度的差異主要是由不同條件氣流非平衡度不同、試件表面實際接受的熱流不同造成；對碳/碳材料而言，由于其壁面催化特性接近完全催化壁面，在試驗設(shè)備選擇或狀態(tài)調(diào)試時，可以不必考慮流場非平衡度的影響；而對于超高溫陶瓷材料，在試驗設(shè)備的選擇上，則需要結(jié)合風(fēng)洞非平衡流場特點，對試驗考核的有效性做充分評估.相關(guān)結(jié)論可為碳/碳、超高溫陶瓷復(fù)合材料防熱性能的考核與評價提供參考與借鑒.

復(fù)合材料；碳/碳；超高溫陶瓷；非平衡流場；燒蝕試驗

碳/碳復(fù)合材料具有強度高、抗熱沖擊性能優(yōu)異、高熱流條件下抗燒蝕性好等優(yōu)點，是國內(nèi)外航天器結(jié)構(gòu)與熱防護設(shè)計中廣泛使用的一種復(fù)合材料.超高溫陶瓷材料是一種高熔點硼化物、碳、氧化物組成的多元復(fù)合陶瓷材料，也是各國都在大力發(fā)展的新型抗氧化防熱材料.近年來，國內(nèi)外學(xué)者針對碳/碳與超高溫陶瓷材料的防熱性能進行了大量的理論與試驗研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：雖然兩種防熱材料均具有良好的力學(xué)與抗燒蝕性能，但在相同的試驗環(huán)境下，其熱響應(yīng)卻往往呈現(xiàn)出較大的差異性.隨著認(rèn)識的深入，研究者逐步將造成這種熱響應(yīng)差異的原因定位在非平衡流場條件下材料壁面催化特性的影響上，并對此開展了大量研究[1-8]，相關(guān)成果[9-11]各自從理論分析與數(shù)值模擬方面證明了材料壁面催化特性在不同的飛行、試驗條件下的確會對材料表面真實熱流有顯著影響，故針對碳/碳復(fù)合材料與超高溫陶瓷材料開展的風(fēng)洞燒蝕試驗，應(yīng)充分考慮流場非平衡特性及材料表面催化特性的影響[12-15].然而，流場化學(xué)非平衡、材料壁面催化、試驗件熱響應(yīng)與試驗設(shè)備運行參數(shù)是一個緊耦合問題，造成兩類防熱材料熱響應(yīng)差異性的影響因素較多，國內(nèi)外在針對不同影響因素開展系統(tǒng)性定量對比分析與驗證方面的工作始終未見報道.

本文以碳/碳與超高溫陶瓷材料為研究對象，從材料壁面催化與非平衡流場氣動加熱的機理出發(fā)，基于電弧風(fēng)洞、高頻等離子風(fēng)洞兩種設(shè)備設(shè)計了3個試驗狀態(tài)，并進行了對比試驗，對可能影響材料熱響應(yīng)的重要因素進行了分析，相關(guān)研究成果可為碳/碳與超高溫陶瓷材料防熱性能的考核與評價提供參考與借鑒.

1 試 驗

1.1 試驗材料

如圖1所示，試驗?zāi)Ｐ筒捎玫湫偷鸟v點燒蝕試驗用球柱外形，分別由碳/碳復(fù)合材料和超高溫陶瓷加工而成，球頭半徑分別選用RA、RB兩種尺寸規(guī)格(RA=1.75RB)，柱段尺寸分別為RL,A=0.42RA，RL,B=RB.其中,碳/碳端頭由純碳/碳毛坯件加工而成，其XY向為碳布疊層鋪成的纖維織物，Z向為一定間距的穿刺纖維束，將穿刺增強的織物預(yù)浸瀝青碳化、石墨化，經(jīng)多周期循環(huán)后制成密度大于1.95 g/cm3的坯料，切取并加工成試驗用球柱試件.

超高溫陶瓷試件采用ZrB2基超高溫陶瓷粉體，通過熱壓燒結(jié)工藝壓制而成，并在ZrB2粉體中添加了適量含硅化合物(如SiC、ZrSi2、MoSi2、TaSi2等)，以促進ZrB2的致密化，同時改善其力學(xué)性能和抗氧化性能.

圖1 燒蝕試驗?zāi)Ｐ?/p>

1.2 試驗設(shè)備與測試方法

試驗分別在20 MW電弧風(fēng)洞及500 kW高頻等離子風(fēng)洞試驗設(shè)備上完成.

試驗前對試驗狀態(tài)參數(shù)包括壓力、熱流和總焓進行測試，并在試驗過程中對模型駐點溫度場測試.其中，壓力和熱流采用校測模型進行測試，試驗校測模型包括測壓和測熱各一件，校測模型表面各布置測壓點和測熱點(見圖2).

表面熱流測量采用瞬態(tài)測熱法，即校測模型表面布銅塞式量熱計，基本要求是：測熱模型的幾何結(jié)構(gòu)與真實試件相一致，以保證測量熱流與試件表面熱流相一致.基于一維熱流假設(shè)、已知銅塞性質(zhì)(密度和比熱)和厚度，利用量熱計背面溫升率的測量結(jié)果，測點表面熱流計算公式為

(1)

式中：q為熱流，W/m2；ρ為金屬的密度，kg/m3；δ為金屬厚度，m；Cp為金屬比熱，J/(kg·K)；dT/dτ為背面溫升率，K/s.

表面壓力由專用測壓球頭配合庫利特微型絕壓傳感器直接密封連接測量，測量孔徑為1 mm.

圖2 測壓、測熱模型示意圖

Fig.2 Manometer and calorimetric model: (a) manometer model; (b) calorimetri法相互測量印證.能量平衡法測氣體總焓的基本原理是熱力學(xué)第一定律，氣體獲得的能量等于輸入電能減去總的冷卻劑帶走的能量以及外部損失的能量.對于所有的實際開車過程，加熱器外表面溫度接近常溫，電弧加熱器的外表面通過對流或輻射機理造成的能量損失，以及電極或等離子體發(fā)生器材料的內(nèi)部損失，與輸入能量相比是小量，可以忽略，測焓方程可簡化表示為

(2)

式中：H0為總焓，MJ/kg；I為電弧電流，A；U為電弧電壓，V；Cp為水比熱，J/(kg·K)；Qi為第i支路冷卻水流量，kg/s；ΔTi為第i支路冷卻水溫升，K.

音速流法的測量原理為：在超聲速電弧風(fēng)洞中，高溫氣流在噴管喉道處達到聲速，在已知喉道面積(A*)、氣體流量(Gt)和弧室壓力(P0)的條件下，利用一維平衡流動的等熵關(guān)系可得氣流總焓：

H0=5.082×10-3(P0A*/Gt)2.519.

(3)

模型駐點溫度采用比色高溫計進行測試，對于灰體(即單色發(fā)射率不隨波長而變)比色溫度等于真實溫度，對碳/碳和超高溫陶瓷等一般單色輻射系數(shù)變化較平緩的物體，比色溫度計測量的溫度接近真實溫度.

1.3 試驗狀態(tài)

分別在2種設(shè)備(高頻等離子風(fēng)洞和電弧風(fēng)洞)、3個狀態(tài)下，針對碳/碳和超高溫陶瓷兩種材料端頭模型的熱響應(yīng)差異進行了對比試驗研究，具體狀態(tài)參數(shù)見表1.

表1 試驗狀態(tài)

試驗的狀態(tài)參數(shù)基于平衡流加熱理論的三參數(shù)法提出，其實質(zhì)為根據(jù)典型飛行條件確定冷壁熱流、焓值和壓力參數(shù)，實際調(diào)試時確保冷壁熱流、焓值滿足要求，壓力由具體流場自適應(yīng)確定.對于平衡流氣動加熱條件，該方法可以確保材料表面接受的氣動加熱(即熱壁熱流)相近，當(dāng)試驗時間足夠長、材料表面溫度達到平衡時，材料表面溫度、表面燒蝕行為也相近.

但實際上，對于表1所列的高焓、中/低熱流加熱條件，無論飛行條件還是地面風(fēng)洞試驗條件，駐點附近流場都表現(xiàn)出明顯的非平衡特征.研究表明：地面試驗條件的非平衡特征顯著高于飛行條件；不同地面設(shè)備相比，高頻等離子體風(fēng)洞的非平衡特征顯著高于電弧風(fēng)洞.

2 試驗結(jié)果

2.1 高頻等離子體風(fēng)洞條件下熱響應(yīng)特性對比

圖3為高頻等離子風(fēng)洞試驗條件下端頭駐點溫度曲線，對比可知：碳/碳端頭駐點溫度率先達到平衡，而超高溫陶瓷端頭駐點溫度仍保持緩慢上升，但駐點溫度也呈現(xiàn)走平的趨勢，截止t=500 s時刻，碳/碳端頭駐點平衡溫度約2 200 ℃，超高溫陶瓷端頭駐點溫度約1 380 ℃，即在相同試驗環(huán)境條件下，同為RB的碳/碳、超高溫陶瓷端頭，其駐點平衡溫度的差異約820 ℃.

圖3不同材料駐點溫度曲線(試樣尺寸相同，等離子風(fēng)洞)

Fig.3 Stationary point temperature of same size in samecondition(plasma tunnel)

2.2 電弧風(fēng)洞條件下熱響應(yīng)特性對比

2.2.1RA尺寸模型

圖4為電弧風(fēng)洞試驗條件下RA尺寸端頭駐點溫度曲線，對比可知：在試驗進行至600 s之前，超高溫陶瓷端頭駐點溫度始終低于碳/碳端頭，其溫度偏差最大可達500～600 ℃；隨后，超高溫陶瓷端頭駐點溫度繼續(xù)升高，直至達到駐點燒蝕平衡溫度，其值約2 230 ℃，從圖4可以看出，該平衡溫度最終與碳/碳端頭的駐點溫度交匯.

圖4不同材料駐點溫度曲線(試樣尺寸相同，電弧風(fēng)洞)

Fig.4 Stationary point temperature of same sizeRAin same condition(arc tunnel)

2.2.2RB尺寸模型

圖5為電弧風(fēng)洞試驗條件下RB尺寸端頭駐點溫度曲線，對比可知：當(dāng)試驗進行至480 s時，碳/碳端頭駐點溫度已達到平衡，而超高溫陶瓷端頭駐點溫度仍保持緩慢上升，但駐點溫度也呈現(xiàn)出走平的趨勢；碳/碳端頭駐點平衡溫度約2 100 ℃，超高溫陶瓷端頭駐點溫度約1 670 ℃, 即在相同試驗環(huán)境條件下，同為RB的碳/碳、超高溫陶瓷端頭，其駐點平衡溫度相差約430 ℃.

圖5不同材料駐點溫度曲線(試樣尺寸相同，電弧風(fēng)洞)

Fig.5 Stationary point temperature of same sizeRBin same condition(arc tunnel)

3 兩種材料熱響應(yīng)差異影響因素分析

3.1 不同設(shè)備、狀態(tài)下兩種材料熱響應(yīng)特性差異

圖6為表1所列狀態(tài)下兩類端頭的駐點溫度曲線.通過對比可以發(fā)現(xiàn)：碳/碳端頭駐點溫度在不同設(shè)備、相近試驗狀態(tài)下差別較小，最大偏差在300 ℃以內(nèi)；而超高溫陶瓷端頭駐點溫度在不同設(shè)備、相近試驗狀態(tài)下差別較大，其最大偏差可達820 ℃.

圖6 端頭駐點溫度曲線

3.2 兩種材料熱響應(yīng)差異影響因素分析

對于尺寸相同、材料不同的兩種端頭，相同試驗條件下(同為電弧風(fēng)洞流場或高頻等離子風(fēng)洞流場)，造成不同材料模型駐點溫升曲線差異的可能原因主要有熱擴散系數(shù)(比熱、密度、熱導(dǎo)率)、表面輻射系數(shù)、表面燒蝕行為以及材料壁面催化特性差異等幾種.當(dāng)試驗時長足以使得材料內(nèi)部熱傳導(dǎo)趨于平衡的條件下，材料內(nèi)部的熱擴散系數(shù)對駐點溫度的影響可以忽略，而前文對比的正是平衡溫度，因而熱擴散系數(shù)的影響可以排除.測試結(jié)果表明，碳/碳材料由常溫到高溫的表面輻射系數(shù)為0.9～0.6，超高溫陶瓷材料的表面輻射系數(shù)為0.89～0.66，二者十分接近，因而表面輻射系數(shù)的影響也可排除.試驗初期，超高溫陶瓷材料表面無明顯燒蝕，對表面溫度影響很小，碳/碳材料雖有顯著燒蝕，但研究表明其氧化燒蝕并不對材料表面溫度造成顯著影響，因而，表面燒蝕行為不是造成兩種材料模型表面溫度差異的主要原因.這樣，試驗件駐點平衡溫度差異僅與材料壁面催化特性相關(guān)，意即兩種材料模型溫度的差異可能由超高溫陶瓷壁面催化系數(shù)遠(yuǎn)低于碳/碳材料造成(總焓中作為化學(xué)焓形式存在的部分能量未能在材料表面完全釋放，致使超高溫陶瓷材料壁面溫度偏低).而材料催化特性研究結(jié)果也表明,碳/碳材料接近完全催化，超高溫陶瓷材料接近完全非催化，與上述試驗現(xiàn)象吻合.這種差異還可能與材料表面燒蝕與流場的耦合化學(xué)反應(yīng)相關(guān)，通過這種耦合反應(yīng)，也可使以化學(xué)焓形式存在的部分能量得以在材料表面釋放出來.超高溫陶瓷RA尺寸模型在試驗后半程溫度逐步與碳/碳模型接近，可能是由于隨著溫度升高超高溫陶瓷材料的催化特性逐步按近完全催化，也可能是由于該條件下材料表面氧化機制、表面燒蝕與流場發(fā)生耦合反應(yīng)使以化學(xué)焓形式存在的能量得以釋放.

3.3 相同材料在不同設(shè)備、條件的熱響應(yīng)差異影響因素分析

對于碳/碳材料，在試驗狀態(tài)十分接近的情況下，由于材料趨于完全催化壁面，且碳/碳材料在該溫度范圍內(nèi)的表面燒蝕為擴散控制機制，氮、氧原子中貯存的能量在材料表面得以完全釋放，故不同尺寸的碳/碳端頭駐點溫度在達到平衡后，在量值上應(yīng)相同，而不同狀態(tài)下實測的模型駐點溫度仍有一定差異，其原因可能由熱流測量偏差與紅外測溫偏差導(dǎo)致.大量測試結(jié)果表明，地面試驗條件下，熱流的測試偏差為10%～20%，紅外測溫的偏差也在100 ℃量級，不同狀態(tài)下實測溫度有300 ℃以內(nèi)的差異，與相關(guān)測量參數(shù)的偏是相符的.

對于超高溫陶瓷材料，其不同狀態(tài)下的表面溫度差異遠(yuǎn)大于碳/碳材料，除測試偏差應(yīng)不是造成這種差異的主因，主要是與不同狀態(tài)下流場差異相關(guān)，具體如下：

1)在相同設(shè)備、試驗狀態(tài)十分接近的情況下，RA模型的溫度顯著高于RB模型.由于模型由同種材料制成，其熱擴散特性、熱輻射特性及催化特性均相同，數(shù)值分析結(jié)果表明：試驗過程中的表面燒蝕差異并不會造成模型溫度產(chǎn)生如此大的差值.造成這種差異的根本原因應(yīng)該是兩種試驗條件的非平衡度不同，即尺寸小的模型激波脫體距離短，離解的氣體原子復(fù)合時間短，物面上氣流化學(xué)焓比尺寸大的模型高，在完全非催化或有限催化條件下，材料表面接受的氣動加熱較低.

2)對于同為RB模型的超高溫陶瓷端頭，高頻等離子風(fēng)洞試驗測試結(jié)果表明，駐點溫度平衡至1 268 ℃，整體溫度水平較低；而電弧風(fēng)洞試驗測試結(jié)果表明，駐點溫度曲線有波動，最高溫度約2 000 ℃.對比可知：超高溫陶瓷端頭在高頻等離子風(fēng)洞試驗中表現(xiàn)出遠(yuǎn)低于電弧風(fēng)洞試驗條件下的駐點溫度，該現(xiàn)象可歸因于高頻等離子風(fēng)洞環(huán)境條件下流場的非平衡度更高，化學(xué)焓在總焓中所占的比例高于電弧風(fēng)洞，而超高溫陶瓷材料壁面催化系數(shù)很低，接近完全非催化，這部分化學(xué)焓無法充分釋放，雖然調(diào)試熱流(傳感器表面材料為銅，接近完全催化，測量得的熱流接近平衡態(tài)熱流)相近，高頻等離子風(fēng)洞中模型表面實際接受的氣動加熱顯著低于電弧風(fēng)洞.

4 結(jié) 論

1)在超高溫陶瓷材料表面無明顯燒蝕的情況下，端頭駐點溫度顯著低于碳/碳材料；電弧風(fēng)洞與高頻等離子風(fēng)洞試驗環(huán)境下的試驗結(jié)果表明,碳/碳端頭駐點溫度接近，而超高溫陶瓷端頭駐點溫度差異較大.

2)超高溫陶瓷端頭駐點溫度低于碳/碳端頭的根本原因在于地面試驗條件為非平衡流場，兩類材料的催化特性有很大差異，碳/碳接近完全催化，實際接受的氣動加熱量更大，其熱流值接近平衡態(tài)熱流或?qū)崪y熱流，而超高溫陶瓷接近完全非催化，實際接受的熱流低于實測熱流.這種差異還可能與材料表面燒蝕與流場的耦合化學(xué)反應(yīng)相關(guān)，通過這種耦合反應(yīng)，也可使以化學(xué)焓形式存在的部分能量得以在材料表面釋放出來.

3)不同試驗設(shè)備條件下，碳/碳端頭駐點溫度差異主要是由狀態(tài)調(diào)試偏差和溫度測試偏差造成的；超高溫陶瓷端頭駐點溫度的差異主要是由不同條件氣流非平衡度不同、試件表面實際接受的熱流不同造成的.

4)對碳/碳材料而言，由于其壁面催化特性接近完全催化壁面，在試驗設(shè)備選擇或狀態(tài)調(diào)試時，可以不必考慮流場非平衡度的影響；而對于超高溫陶瓷材料，在試驗設(shè)備的選擇上，則需要結(jié)合風(fēng)洞非平衡流場特點，對試驗考核的有效性做充分評估.

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Thedifferenceinthethermalresponseundernon-equilibriumaerodynamicheat

YU Mingxing1,2, BAI Shuxin1, XU Xiaoliang2, CAO Zhanwei2

(1.School of Aerospace and Materials Engineering, National University of Defense Technology, Changsha 410073, China; 2.Beijing Institute of Nearspace Vehicle′s System Engineering, Beijing 100076, China)

In this paper, considering the difference of the thermal responses between C/C and ultra high temperature ceremics (UHTC) in wind tunnel ablation tests, three conditions based on two heating facilities have been designed, and the important factors influencing the thermal responses have also been analyzed from the viewpoint of materials surface catalytic and non-equilibrium flow field aerodynamic heat. The results indicated that, the difference in the stagnation temperature of C/C ends using the different testing facilities is mainly caused by the debugging deviation and temperature measurement deviation under testing conditions, whereas the difference in the stagnation temperature of UHTC ends is mainly attributed to the different in the non-equilibrium degree and the actual surface heat flow. When selecting the testing facilities, non-equilibrium degree of the flow field needs not to be considered due to the fact that C/C surface catalytic properties are close to fully catalytic one, whereas, for UHTC, the non-equilibrium flow field should be considered to fully assess the validity of the testings. The results obtained in this work can shed more insights on the assessment and evaluation of the thermal protection performance for the C/C, and UHTC composites.

composites; C/C; UHTC; non-equilibrium flow; ablation test

2017-07-12. < class="emphasis_bold">網(wǎng)絡(luò)出版時間

時間: 2017-11-06.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51506008).

于明星(1969—)，男，研究員.

于明星，E-mail：ymxchyh@sohu.com.

10.11951/j.issn.1005-0299.20170255

TB332

A

1005-0299(2017)06-0016-06

(編輯程利冬)