JF-12激波風(fēng)洞在火星進(jìn)入環(huán)境下的運(yùn)行特性

韓子健,彭俊,胡宗民,韓桂來,姜宗林

1. 中國科學(xué)院 力學(xué)研究所 高溫氣體動力學(xué)國家重點實驗室,北京 100190 2. 中國科學(xué)院大學(xué) 工程科學(xué)學(xué)院,北京 100049

隨著航天技術(shù)的迅猛發(fā)展和人類對太空探索需求的不斷增長,太空深空探測已成為新世紀(jì)航天領(lǐng)域的研究熱點。現(xiàn)如今,火星探測已經(jīng)成為國際深空探測發(fā)展的主要趨勢,在整個航天史中,人類使用探測器進(jìn)行火星探測的步伐從未停止,蘇聯(lián)、美國和歐洲相繼發(fā)射了自己的火星著陸探測器,但其中只有美國取得了成功。到目前為止,美國已經(jīng)成功發(fā)射了數(shù)個火星探測器,如海盜號、探路者號、勇氣號、機(jī)遇號、鳳凰號和好奇號等?；鹦翘綔y面臨的一大難題是它的大氣環(huán)境完全不同于地球大氣的空氣,火星大氣基本是由CO2組成的(約95.3 %)、另外還有2.7 %的N2、1.6 %的Ar和少量其他氣體成分,大氣相對稀薄、密度約為地球大氣密度的1%,火星大氣熱力學(xué)特性與地球有較大差異[1-5]。因此,人們所掌握的地球大氣再入飛行器的試驗數(shù)據(jù)和設(shè)計技術(shù)不能直接用于火星探測器的研發(fā),然而不幸的是現(xiàn)階段大多數(shù)地面試驗設(shè)備都是以空氣為試驗氣體來設(shè)計和運(yùn)行的,專門用來模擬火星大氣環(huán)境的風(fēng)洞設(shè)施極為匱乏,導(dǎo)致火星著陸器風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)不足,因此需要研究現(xiàn)有的地面試驗設(shè)備在火星大氣環(huán)境下的運(yùn)行特性,為地面試驗設(shè)備改進(jìn)提供參考。

在目前國際上已經(jīng)開展的利用高焓激波風(fēng)洞進(jìn)行火星探測器的氣動試驗中,以美國Calspan-UB研究中心的LENS(Large Energy National Shock Tunnels)系列激波風(fēng)洞最為先進(jìn),LENS Ⅰ 采用電加熱氫氣或氦氣作為驅(qū)動氣體,這種加熱輕氣體的驅(qū)動方式要比其他驅(qū)動方式的激波風(fēng)洞更容易以縫合運(yùn)行狀態(tài)運(yùn)行[6-8]。本文以中國科學(xué)院力學(xué)研究所高溫氣體動力學(xué)國家重點實驗室(LHD)JF-12爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞[9-10]為研究對象,利用數(shù)值計算并佐以理論分析的方式研究其在火星進(jìn)入環(huán)境下的運(yùn)行特性,并與驅(qū)動空氣的情況進(jìn)行對比。該設(shè)備的驅(qū)動方式為反向爆轟驅(qū)動,最初的建造目的是為了進(jìn)行高焓空氣流動試驗,由于設(shè)備尺寸較大,驅(qū)動段/被驅(qū)動段的截面積比保持不變,因而在試驗中只能通過改變驅(qū)動和被驅(qū)動氣體初始參數(shù)(如氣體摩爾數(shù)、壓力等)來獲得不同狀態(tài)的試驗氣流。對于數(shù)值模擬其火星進(jìn)入環(huán)境下的運(yùn)行特性,這里將試驗氣體換為CO2,初始驅(qū)動氣體為可爆的H2和空氣混合氣(或H2+O2+CO2)。

1 地面試驗設(shè)備

目前,LHD實驗室已經(jīng)擁有JF系列爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞,其中,JF-12是結(jié)構(gòu)尺寸最大、有效試驗時間最長的,它的總長約275 m,驅(qū)動段長度為99 m,內(nèi)徑為420 mm；被驅(qū)動段長度為89 m,內(nèi)徑為720 mm；噴管出口直徑為1.5 m或2.5 m；試驗段直徑為3.5 m,長度為11 m,是能夠復(fù)現(xiàn)高超聲速飛行條件的國際首座超大型爆轟驅(qū)動高焓激波風(fēng)洞,獲得的有效試驗時間長達(dá)100 ms,并具有復(fù)現(xiàn)25～50 km高空,馬赫數(shù)5～9范圍高超聲速飛行條件的能力。圖1給出了該激波風(fēng)洞的布置示意圖和現(xiàn)場照片。

JF-12復(fù)現(xiàn)風(fēng)洞發(fā)展最初是為了研究超燃發(fā)動機(jī)的全尺度高超聲速流動物理機(jī)制,它的低壓段充入純凈空氣作為試驗氣體,高壓段內(nèi)氫氧爆轟之后產(chǎn)生高溫高壓驅(qū)動氣體沖破膜片,在低壓段形成向下游傳播的入射激波,入射激波對試驗氣體進(jìn)行壓縮,在駐室反射后進(jìn)一步壓縮試驗氣體,最后高溫高壓的空氣經(jīng)過一個收縮-擴(kuò)張噴管進(jìn)行膨脹,可產(chǎn)生馬赫數(shù)5～9的高超聲速試驗氣流。圖2給出了在以空氣為試驗氣體時,5次試驗獲得的風(fēng)洞駐室內(nèi)的壓力歷史曲線,圖中編號為按試驗日期記錄的風(fēng)洞運(yùn)行的不同車次。從圖中可以看出,對于馬赫數(shù)為7的試驗來流,其有效試驗時間大約為130 ms。如此長的試驗時間不僅得益于較長的被驅(qū)動段,還因為驅(qū)動段和被驅(qū)動段截面積比的優(yōu)化設(shè)計,直徑分別為400 mm和720 mm,這種“小驅(qū)大”的運(yùn)行方式可以使爆轟驅(qū)動在較低入射激波強(qiáng)度時仍能處于縫合狀態(tài),從而延長有效試驗時間[11-13]。

圖1 JF-12激波風(fēng)洞示意圖與現(xiàn)場照片F(xiàn)ig.1 Schematic diagram and live photos of JF-12 shock tunnel

圖2 JF-12激波風(fēng)洞駐室壓力隨時間的變化(試驗氣體為空氣,Ma∞=7)Fig.2 Stagnation pressure record showing test time of JF-12 (Test gas: air, Ma∞= 7)

2 變截面驅(qū)動理想激波管縫合運(yùn)行狀態(tài)

對于變截面反向爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞,圖3給出了它的激波管結(jié)構(gòu)及波系傳播示意圖,這里將其分為7個區(qū)：初始時靜止的試驗氣體(1區(qū))、經(jīng)入射激波壓縮后的試驗氣體(2區(qū))、非定常膨脹后的爆轟產(chǎn)物(3區(qū))、Taylor稀疏波后的滯止氣體(4區(qū))、初始時靜止的可爆混合氣體(4i區(qū))、被驅(qū)動段尾端的風(fēng)洞駐室(5區(qū))及驅(qū)動段尾端連接的卸爆段(7區(qū))。針對這種采用“小驅(qū)大”運(yùn)行方式的激波風(fēng)洞,由于它的激波管部分在驅(qū)動段和被驅(qū)動段之間連接了一個擴(kuò)張噴管,所以其中波系的傳播過程與傳統(tǒng)的等截面激波管有所不同。激波風(fēng)洞提供的平穩(wěn)試驗氣流所持續(xù)的時間與其中的波傳播過程密切相關(guān),而波傳播過程取決于運(yùn)行狀態(tài),其中最重要的就是反射激波在被驅(qū)動段端部和接觸面(即驅(qū)動氣體與試驗氣體的分界面)之間的來回傳播。為了延長風(fēng)洞運(yùn)行的有效試驗時間,激波風(fēng)洞需要采用縫合接觸面運(yùn)行狀態(tài),縫合運(yùn)行狀態(tài)是指激波風(fēng)洞在運(yùn)行時,入射激波在被驅(qū)動段端壁產(chǎn)生的反射激波與接觸面相遇時,在接觸面上不產(chǎn)生任何反射波,從而避免反射波對風(fēng)洞駐室氣體狀態(tài)造成干擾,采用這種運(yùn)行方式可將有效試驗時間提高數(shù)倍以上[14-15]。為了實現(xiàn)縫合運(yùn)行狀態(tài),需要合理匹配接觸面兩側(cè)膨脹后的驅(qū)動氣體(3區(qū))及經(jīng)入射激波壓縮后的試驗氣體(2區(qū))的物性和狀態(tài)參數(shù),依據(jù)理想激波管理論:

(1)

式中：a4和a1分別是驅(qū)動氣體和被驅(qū)動氣體的聲速;γ4和γ1分別是驅(qū)動氣體和被驅(qū)動氣體的比熱比;Mas是入射激波馬赫數(shù)。

由式(1)可以看出,對采用等截面激波管的激波風(fēng)洞來說,縫合激波馬赫數(shù)是驅(qū)動與被驅(qū)動氣體的聲速比及兩者的比熱比的函數(shù),所以只需要知道驅(qū)動與被驅(qū)動氣體的組分及初始時刻的熱力學(xué)參數(shù),就可以確定縫合激波馬赫數(shù)。

激波風(fēng)洞產(chǎn)生的試驗氣流總焓取決于入射激波強(qiáng)度,一般來說,試驗氣體為室溫下的空氣,因此若驅(qū)動氣體的初始狀態(tài)給定,則縫合激波馬赫數(shù)而隨之確定,即試驗氣流的總焓確定,因此可通過調(diào)整驅(qū)動與被驅(qū)動氣體的組分和初始參數(shù)來獲得不同的縫合激波馬赫數(shù),從而獲得不同焓值的試驗氣流。但是對于爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞來說,它的縫合激波馬赫數(shù)受驅(qū)動段中可燃混合氣的直接起始爆轟極限的限制,因此爆轟驅(qū)動更適用于產(chǎn)生高焓試驗氣流。為了能夠覆蓋較低焓值的試驗氣流狀態(tài),即要使爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞在較低的入射激波強(qiáng)度下仍能處于縫合運(yùn)行狀態(tài),可以通過降低3區(qū)氣體的聲速來實現(xiàn)。為了降低3區(qū)氣體聲速,一方面可以改變驅(qū)動氣體的成分,比如在4區(qū)氣體中混入聲速較低的不參與反應(yīng)的稀釋氣體,也可以在驅(qū)動段和被驅(qū)動段之間附加定常膨脹的方法,即采用“小”驅(qū)動段驅(qū)動“大”驅(qū)動段的驅(qū)動方法,JF-12激波風(fēng)洞就采用了這種驅(qū)動結(jié)構(gòu),其激波管結(jié)構(gòu)及流動波系傳播如圖3所示[16-19]。

圖3 變截面反向爆轟驅(qū)動激波管結(jié)構(gòu)及波系傳播示意圖Fig.3 Schematic diagram of variable cross-section backward detonation-driven shock tunnel and wave diagram

在采用這種“小”驅(qū)“大”激波風(fēng)洞的運(yùn)行方式下,它的界面匹配條件可決定為[20]

(2)

式中:Ga是聲速增益因子,它的計算公式為

Ga=

(3)

其中:Ma3a、Ma3b分別是變截面入、出口的氣流馬赫數(shù)。

Ma3a和Ma3b的大小與驅(qū)動段與被驅(qū)動段的截面積比有關(guān),以JF-12為例,它的驅(qū)動段直徑為400 mm,被驅(qū)動段內(nèi)徑為720 mm,直徑比Ddriven/Ddriver=1.8,截面積比A4/A1=0.31,理論計算得Ga=0.93。

上述2個基于理論分析的公式計算結(jié)果如圖4所示,縱坐標(biāo)為縫合狀態(tài)下驅(qū)動氣體的聲速,橫坐標(biāo)為縫合激波馬赫數(shù)。其中,驅(qū)動氣體為可爆氫氧混合氣體的爆轟產(chǎn)物,被驅(qū)動氣體為室溫下的空氣或CO2,分別計算了等截面及“小”驅(qū)“大”變截面激波管的情況。從圖中可以看出,當(dāng)激波管的幾何尺寸相同時,不管是等截面還是變截面驅(qū)動,由于相同溫度下,CO2的聲速相對于空氣的聲速較低,因此要達(dá)到相同的縫合激波馬赫數(shù),驅(qū)動CO2所需的驅(qū)動氣體的聲速要低于空氣,或者說,在相同的驅(qū)動氣體聲速條件下,CO2試驗氣體的縫合激波馬赫數(shù)要高于空氣試驗氣體。例如,如果初始時驅(qū)動段內(nèi)充入化學(xué)當(dāng)量比的可爆氫氣-空氣[2H2∶O2∶3.75 N2]混合氣體,驅(qū)動空氣或二氧化碳時的縫合激波馬赫數(shù)約為6.8和9.7,如此高的激波馬赫數(shù)使激波風(fēng)洞處于高焓或高總溫的試驗狀態(tài),為了模擬產(chǎn)生較低焓值的試驗氣流,可以采用附加定常膨脹的方法,即“小”驅(qū)“大”運(yùn)行方式,來降低3區(qū)氣體聲速,進(jìn)而減小縫合激波馬赫數(shù)。理論計算結(jié)果表明,在同時采用驅(qū)動段充入N2(比例按照空氣中n(O2)∶n(N2)=1∶3.75設(shè)置)稀釋和“小”驅(qū)“大”運(yùn)行方式來減小3區(qū)氣體聲速的方法后,以空氣為試驗氣體時,可將縫合激波馬赫數(shù)降至6.2左右,但是此時驅(qū)動CO2的縫合激波馬赫數(shù)依然要比驅(qū)動空氣大得多,因此在較低焓值試驗條件下,對CO2來說,氫氧爆轟的驅(qū)動能力依然過大,如果不對激波管的幾何尺寸進(jìn)行必要的修改,就很難獲得合適的界面匹配條件。

圖4 縫合激波馬赫數(shù)與驅(qū)動氣體聲速的關(guān)系Fig.4 Sound speed of driver gas required for tailored Mach number

3 計算模擬及分析

本文利用高溫?zé)峄瘜W(xué)反應(yīng)流動數(shù)值計算技術(shù),以JF-12激波風(fēng)洞的激波管為基礎(chǔ),計算其變截面準(zhǔn)一維模型的激波動力學(xué)過程,其中僅考慮了99 m長的爆轟驅(qū)動段及89 m長的被驅(qū)動段,目的是驅(qū)動二氧化碳時在較低焓值試驗狀態(tài)下實現(xiàn)激波風(fēng)洞縫合運(yùn)行。計算中,基于多組分熱化學(xué)反應(yīng)流動Euler控制方程組,對流項的離散應(yīng)用頻散控制耗散格式[21-22],該方法魯棒性較好,以較小的計算消耗為代價而能有效抑制爆轟波以及強(qiáng)激波附近的非物理振蕩,時間推進(jìn)則應(yīng)用三階Runger-Kutta算法,化學(xué)反應(yīng)源項的時間方向積分則通過算子分裂方法與流動項解耦,以解決爆轟波陣面強(qiáng)烈化學(xué)反應(yīng)帶來的剛性問題。在爆轟驅(qū)動高超聲速激波風(fēng)洞的流動中涉及了熱化學(xué)非平衡、多組分反應(yīng)等,因此在爆轟驅(qū)動段的計算中考慮了H2和O2的化學(xué)非平衡現(xiàn)象,由于是針對較低焓值狀態(tài),只考慮空氣中O2的分解反應(yīng),采用基元反應(yīng)模型來求解氫氧爆轟產(chǎn)物的狀態(tài)參數(shù),相關(guān)組分為：H2,O2,O,H, OH,H2O,N2,CO2,忽略N2和CO2的分解以及黏性效應(yīng)。

3.1 控制方程與物理化學(xué)模型

3.1.1 控制方程

直角坐標(biāo)系下,準(zhǔn)一維多組分熱化學(xué)反應(yīng)流動Euler控制方程組可寫為

式中：S為橫截面積,與時間無關(guān),是位置的函數(shù),即S=S(x)；Q為守恒變量組成的矢量;E為x方向上的對流通量矢量;H為熱化學(xué)反應(yīng)源項矢量,這些矢量可寫為

3.1.2 基元反應(yīng)模型

本文采用基元反應(yīng)模型來求解氫氧爆轟產(chǎn)物的狀態(tài)參數(shù)。計算中氫氧爆轟混合氣體的化學(xué)反應(yīng)采用6種組分8個反應(yīng)方程式,具體組分為：H2、O2、O、H、OH、H2O。對于組分?jǐn)?shù)為ns,基元反應(yīng)方程式為nq個的化學(xué)反應(yīng),其化學(xué)反應(yīng)方程式可以寫為

表1 氫氧爆轟的化學(xué)反應(yīng)模型與反應(yīng)速率系數(shù)

3.1.3 計算域及初/邊條件設(shè)置

本文基于準(zhǔn)一維熱化學(xué)反應(yīng)流動數(shù)值計算技術(shù),對JF-12激波風(fēng)洞高壓驅(qū)動段及低壓被驅(qū)動段運(yùn)行的激波動力學(xué)過程進(jìn)行了數(shù)值模擬,計算設(shè)置的計算域如圖5所示。圖中,點火點位于爆轟驅(qū)動段內(nèi)靠近主膜片L2處,爆轟驅(qū)動段L1～L2=100 m,初始定為4i區(qū),充入可爆的氫氣和空氣混合氣(或H2+O2+CO2)；低壓被驅(qū)動段L2～L5=90 m,初始為1區(qū),充入空氣或二氧化碳；變截面管道部分位于被驅(qū)動段內(nèi),其長度L3～L4=5 m；主膜片L2到變截面入口L3的距離L2～L3=2 m；驅(qū)動管段直徑的實際大小為40 cm,計算中未作調(diào)整,被驅(qū)動管段直徑的實際大小為72 cm,計算中視需要對其進(jìn)行了適當(dāng)改動。計算中,對三部分的初始條件(初始?xì)怏w組分、壓力及溫度)進(jìn)行設(shè)置：被驅(qū)動段、驅(qū)動段及點火條件。初始?xì)怏w組分上,被驅(qū)動段內(nèi)充入空氣或CO2；驅(qū)動段內(nèi)充入H2和空氣混合氣(或2H2+O2+3.75CO2)；點火處為所給的驅(qū)動段內(nèi)爆轟混合氣體起爆之后的各組分的摩爾分?jǐn)?shù)。初始壓力及溫度上,被驅(qū)動段的初始壓力P1可調(diào),用于達(dá)到縫合狀態(tài),溫度保持室溫288 K不變；驅(qū)動段的初始壓力始終設(shè)置為P4i=2 MPa,溫度也始終為288 K；點火處的初始壓力及溫度要設(shè)的足夠高,使配以3.75倍的N2或CO2的氫氧爆轟混合氣體能夠成功起爆并產(chǎn)生穩(wěn)定傳播的爆轟波,例如,爆轟混合氣體為2H2+O2+3.75 N2時,點火處壓力設(shè)置為74 MPa,溫度設(shè)置為2 300 K,若將N2換成CO2,可將壓力繼續(xù)上調(diào)至能夠直接起爆即可,如壓力增至84 MPa,溫度仍為設(shè)置2 300 K。

圖5 計算域Fig.5 Computing domain

邊界條件主要設(shè)置左壁面、主膜片及右壁面三部分,均為鏡面對稱的固壁邊界條件。

3.2 JF-12激波風(fēng)洞運(yùn)行激波動力學(xué)過程

目前用于研究高超聲速、高焓流動的激波風(fēng)洞大都是以激波管為基礎(chǔ)發(fā)展起來的,典型的激波管由高壓驅(qū)動段和低壓被驅(qū)動段組成,二者之間由膜片隔開。JF-12激波風(fēng)洞的激波管采用反向爆轟驅(qū)動模式運(yùn)行,它的起爆點位于主膜片處,點火破膜之后,爆轟波傳播方向與入射激波傳播方向相反,在爆轟波后存在著一段熱力學(xué)狀態(tài)均勻的靜止燃?xì)?它的傳播距離約為爆轟波傳播距離的一半,即利用這部分靜止的氣體作為驅(qū)動氣體,有利于產(chǎn)生穩(wěn)定的入射激波。依據(jù)Chapman-Jouguet爆轟理論(CJ理論)和Taylor相似律,可爆混合氣在爆轟前導(dǎo)激波的壓縮作用下瞬間釋放出大量化學(xué)能,使爆轟混合氣體的壓力、溫度和速度迅速升高至CJ值,然而由于前導(dǎo)激波后Taylor稀疏波的作用,燃?xì)馑俣炔粩鄿p小至靜止,壓力和溫度也不斷減小,最終使這部分靜止氣體的壓力不到CJ爆轟壓力的一半,因此它的驅(qū)動能力遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于正向爆轟。

JF-12激波風(fēng)洞起初是以空氣為試驗氣體設(shè)計的,這里首先以空氣作為試驗氣體,來計算模擬它在縫合運(yùn)行狀態(tài)下的激波動力學(xué)過程。如果試驗氣體為空氣,當(dāng)給定驅(qū)動段初始條件時,可以通過調(diào)整被驅(qū)動段的初始條件(如初始壓力P1)來滿足縫合運(yùn)行狀態(tài)。在計算中給定的氫氧爆轟驅(qū)動氣體初始狀態(tài)為P4i=2 MPa、T4i=288 K; 被驅(qū)動氣體(空氣)的初始狀態(tài)為P1=12 kPa、T1=288 K,計算所得的激波管內(nèi)波系傳播及駐室壓力分布如圖6所示,t為時間,x為位置坐標(biāo),P5為駐室壓力。典型時刻(入射激波反射前,反射后)激波管內(nèi)壓力溫度的空間分布,如圖7～圖9所示，P和T分別為靜壓和靜溫；P0和T0分別為總壓和總溫。

從圖6中的波系傳播圖可以明顯看出,ab為一道入射激波,緊隨其后的是膨脹后的爆轟產(chǎn)物與試驗氣體的分界面ac,如圖7所示時刻,入射激波的位置為C點,A處是向左傳播的爆轟波頭,它的強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于入射激波,B處的壓力及溫度降低是由于附加定常膨脹的作用,點A與點B之間為稀疏波,分為兩個部分,左側(cè)部分為爆轟波后泰勒稀疏波,右側(cè)部分為主膜破膜后產(chǎn)生的左行稀疏波。左側(cè)稀疏波的波尾與右側(cè)稀疏波的波頭相接,其傳播速度相等,由于計算設(shè)置了比較強(qiáng)的點火區(qū),A、B之間出現(xiàn)一個小“平臺”反映了這個初始點火區(qū)的影響。當(dāng)入射激波ab到達(dá)右端壁發(fā)生反射并于接觸面ac相遇之后,由波系傳播圖及反射后壓力分布(圖8和圖9)可以看出,反射激波bc直接穿過接觸面,沒有在接觸面上形成反射波,此時經(jīng)入射激波及反射激波兩次壓縮的試驗氣體的壓力和溫度有了明顯增加,且這部分熱力學(xué)參數(shù)均勻的試驗氣體靜止于風(fēng)洞駐室,因此這種情況下風(fēng)洞以縫合狀態(tài)運(yùn)行。然而由于采用了“小”驅(qū)“大”的運(yùn)行模式,因此在驅(qū)動段和被驅(qū)動段之間的擴(kuò)張管道部分形成了一道二次激波ad。由于二次激波本身的強(qiáng)度不大,圖6所示狀態(tài)下二次激波的傳播速度僅約為1 079.42 m/s,當(dāng)其傳播到被驅(qū)動段端壁并發(fā)生反射時,會輕微改變縫合狀態(tài)下風(fēng)洞駐室內(nèi)已穩(wěn)定的氣體參數(shù)。由圖6所示的駐室壓力分布可知,二次激波在85 ms 左右到達(dá)被驅(qū)動段端壁,使本來已經(jīng)穩(wěn)定的駐室壓力略微減小。根據(jù)JF-12激波風(fēng)洞的運(yùn)行記錄,二次激波本來較弱,另外黏性耗散也會使其強(qiáng)度大大減弱,其對駐室參數(shù)的影響可以忽略。這種以空氣作為試驗氣體縫合運(yùn)行狀態(tài)下的反向爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞入射激波馬赫數(shù)為5.87,5區(qū)氣體壓力為3.5 MPa,維持恒定的時間大約為110 ms,能夠滿足長試驗時間高超聲速飛行器的試驗需求。

圖6 反向爆轟驅(qū)動激波管內(nèi)波系傳播及駐室壓力隨時間變化圖(試驗氣體：空氣)Fig.6 Wave diagram and pressure history in reservoir of backward detonation-driven shock tunnel (Test gas: air)

圖7 入射激波反射前激波管內(nèi)壓力、溫度的空間分布Fig.7 Spatial distribution of pressure and temperature in shock tube before incident shock reflection

圖8 入射激波反射后激波管內(nèi)壓力、溫度的空間分布一Fig.8 Spatial distribution 1 of pressure and temperature in shock tube after reflection of incident shock wave

圖9 入射激波反射后激波管內(nèi)壓力、溫度的空間分布二Fig.9 Spatial distribution 2 of pressure and temperature in shock tube after reflection of incident shock wave

3.3 CO2為試驗氣體的運(yùn)行特性

為了研究JF-12激波風(fēng)洞在火星進(jìn)入環(huán)境下的運(yùn)行特性,這里將試驗氣體換成CO2,試圖找到一種驅(qū)動CO2的縫合運(yùn)行狀態(tài)。如果試驗氣體為CO2,依據(jù)前文的理論計算已知,其他驅(qū)動條件不變時,驅(qū)動CO2的縫合激波馬赫數(shù)相對空氣較大。經(jīng)數(shù)值計算,若以氫氧爆轟驅(qū)動氣體初始狀態(tài)為P4i=2 MPa、T4i=288 K; 被驅(qū)動氣體(CO2)的初始狀態(tài)為P1=12 kPa、T1=288 K,該情況下反射激波與接觸面相遇之后在接觸面上會明顯反射出一道膨脹波使駐室壓力降低,從而縮短了風(fēng)洞運(yùn)行的有效試驗時間,相應(yīng)的波系傳播圖及駐室壓力隨時間變化如圖10所示。

從圖10中的波系傳播圖可以明顯看到,反射激波bc與接觸面ac相遇之后,在接觸面上反射出一道膨脹波ce,這道膨脹波使駐室內(nèi)壓力降低,縮短了駐室壓力維持穩(wěn)定的時間。從駐室壓力變化圖能夠看出,入射激波于56 ms左右到達(dá)被驅(qū)動段端壁并發(fā)生反射,壓力升高至平穩(wěn)區(qū)并保持穩(wěn)定至62 ms左右時,反射激波與接觸面相遇,并在接觸面上反射出一道右行膨脹波,使駐室壓力降低了約45.2%,縮短有效試驗時間,該情況下的入射激波馬赫數(shù)為6.5,要小于該狀態(tài)下的縫合激波馬赫數(shù),入射激波反射后與接觸面相遇前5區(qū)氣體的穩(wěn)定壓力約為6.4 MPa,其維持恒定的時間僅為6 ms, 因此還需要合理地調(diào)整相關(guān)參數(shù)使其以縫合狀態(tài)運(yùn)行。

依據(jù)前文的理論分析已知,在相同的驅(qū)動氣體情況下,CO2試驗氣體的縫合激波馬赫數(shù)要明顯高于空氣,因此如果初始驅(qū)動段依舊充入化學(xué)當(dāng)量比的可爆氫氣-空氣[2H2∶O2∶3.75 N2]混合氣體來驅(qū)動CO2,驅(qū)/被驅(qū)動段的直徑也保持不變,則為了達(dá)到縫合運(yùn)行狀態(tài),可通過減小被驅(qū)動段的初始壓力來增大入射激波馬赫數(shù),使其達(dá)到縫合。通過數(shù)值計算,若以氫氧爆轟驅(qū)動氣體初始狀態(tài)為P4i=2 MPa、T4i=288 K; 被驅(qū)動氣體(CO2)的初始狀態(tài)需為P1=2 kPa、T1=288 K,才能獲得相對比較平穩(wěn)的駐室壓力。然而通過減小P1來增大入射激波馬赫數(shù)使其達(dá)到縫合的方法只能得到較高焓值的試驗條件,而且被驅(qū)動氣體初始壓力偏低時意味著初始時充入氣體的量較少,試驗氣體的總量較少在一定程度上也會縮短有效試驗時間。該狀態(tài)下的入射激波馬赫數(shù)約為9.34,前文理論計算所得的相同初始狀態(tài)下驅(qū)動CO2時的縫合激波馬赫數(shù)約為9.7,數(shù)值與理論僅相差3.7%,5區(qū)氣體壓力為2.8 MPa,相應(yīng)的波系傳播圖和駐室壓力分布圖如圖11所示。

圖10 反向爆轟驅(qū)動激波管內(nèi)波系傳播及駐室壓力隨時間變化圖(試驗氣體：CO2)Fig.10 Wave diagram and pressure history in reservoir of backward detonation-driven shock tunnel (Test gas: CO2)

圖11 反向爆轟驅(qū)動激波管內(nèi)波系傳播及駐室壓力隨時間變化圖(驅(qū)動段:2H2+O2+3.75N2,縫合運(yùn)行狀態(tài))Fig.11 Wave diagram and pressure history in reservoir of backward detonation-driven shock tunnel (Driver gas: 2H2+O2+3.75N2, tailored condition)

為了合理調(diào)整接觸面兩側(cè)氣體的聲阻抗,以CO2為試驗氣體時,計算中綜合考慮了上述兩種方法,首先為了降低爆轟產(chǎn)物的聲速以減小驅(qū)動能力,在驅(qū)動氣體加入了一定量的CO2作為稀釋氣體,即將原先驅(qū)動空氣的可爆混合氣體2H2+O2+3.75 N2換成2H2+O2+3.75CO2；另外基于前文的理論分析,激波管結(jié)構(gòu)一致時(變截面或等截面)驅(qū)動CO2的縫合激波馬赫數(shù)要比空氣大,因此為了減小擴(kuò)張管段中的膨脹程度,可調(diào)整“小”驅(qū)“大”激波管驅(qū)動段與被驅(qū)動段截面積的比值,這里通過減小被驅(qū)動段的直徑來減小爆轟產(chǎn)物的膨脹程度,使其密度減小得小一點,即將被驅(qū)動段的直徑縮小至450 mm,驅(qū)動段直徑依然為400 mm,Ddriven∶Ddriver=1.26。做了上述調(diào)整之后,驅(qū)動段以2H2+O2+3.75CO2驅(qū)動氣體,初始狀態(tài)為P4i=2 MPa、T4i=288 K,直徑為400 mm；被驅(qū)動氣體(CO2)的初始狀態(tài)為P1=7 kPa、T1=288 K,被驅(qū)動段直徑為450 mm,這種初始狀態(tài)下可以比較容易的獲得長時間且穩(wěn)定的二氧化碳高超聲速試驗氣流,其中駐室壓力隨時間變化分布如圖12所示,入射激波馬赫數(shù)約為6.72,5區(qū)氣體壓力約為5 MPa,維持穩(wěn)定的時間約為116 ms。

圖12 反向爆轟驅(qū)動激波管內(nèi)波系傳播及駐室壓力隨時間變化圖(驅(qū)動段:2H2+O2+3.75CO2,縫合運(yùn)行狀態(tài))Fig.12 Wave diagram and pressure history in reservoir of backward detonation-driven shock tunnel (Driver gas:2H2+O2+3.75CO2, tailored condition)

4 結(jié) 論

為了實現(xiàn)火星探測器的地面高超聲速流動試驗,本文對JF-12爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞激波管驅(qū)動CO2時的運(yùn)行特性進(jìn)行了理論及數(shù)值研究。研究發(fā)現(xiàn)：

1) 在利用氫氧爆轟驅(qū)動技術(shù)為驅(qū)動方式實現(xiàn)縫合運(yùn)行狀態(tài)時,如果初始試驗氣流為室溫下的空氣,可通過采用“小”驅(qū)“大”變截面驅(qū)動段來促使激波管達(dá)到縫合運(yùn)行狀態(tài)。

2) 如果把試驗氣體換成CO2,僅采用變截面驅(qū)動段很難使其縫合,因此可同時采用在驅(qū)動段充入聲速較低的稀釋氣體(如CO2)來降低爆轟產(chǎn)物的聲速以降低縫合激波馬赫數(shù)的方法,來實現(xiàn)JF-12爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞以縫合運(yùn)行狀態(tài)下驅(qū)動CO2產(chǎn)生高超聲速試驗氣流。

3) 鑒于CO2相比空氣的可壓縮性強(qiáng)得多,減小被驅(qū)動段/驅(qū)動段的截面積比有利于實現(xiàn)JF-12激波風(fēng)洞驅(qū)動CO2的縫合界面運(yùn)行條件。

4) 驅(qū)動CO2進(jìn)行實際試驗時,由于是采用電爆絲短路產(chǎn)生火花來點燃點火管內(nèi)的爆轟混合氣體,進(jìn)而傳播到驅(qū)動管段內(nèi),若在驅(qū)動段充入聲速較低的CO2等稀釋氣體,起爆難度將會增加。另外,由于CO2氣體較強(qiáng)的可壓縮性,在駐室內(nèi)試驗氣體柱相比空氣會短得多,此區(qū)流動將會變得更加復(fù)雜。