低溫風(fēng)洞絕熱結(jié)構(gòu)設(shè)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(fā)展中心 設(shè)備設(shè)計與測試技術(shù)研究所，四川 綿陽 621000 2.西安交通大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，西安 710049

0 引言

為追求大型客機、大型運輸機、遠程作戰(zhàn)飛機和先進戰(zhàn)斗機等更高的經(jīng)濟性和安全性，需遵循一系列相似準(zhǔn)則開展風(fēng)洞模擬試驗[1]。然而，由于風(fēng)洞試驗段尺寸的限制，加之飛行器結(jié)構(gòu)幾何參數(shù)越來越大，利用現(xiàn)有常規(guī)風(fēng)洞開展模擬試驗的雷諾數(shù)偏低，使得基于常規(guī)風(fēng)洞試驗結(jié)果的飛行器氣動設(shè)計和性能預(yù)測出現(xiàn)偏差，可能導(dǎo)致設(shè)計方案更改，延誤研制周期，造成經(jīng)濟損失。

為解決常規(guī)風(fēng)洞模擬雷諾數(shù)偏低的問題，最實用的方法是采用液氮降低風(fēng)洞內(nèi)部溫度[2-4]。目前，國際上共建成20 多座低溫風(fēng)洞，特別是美國蘭利中心的國家跨聲速風(fēng)洞（National Transonic Facility，NTF）[5-7]、德國宇航中心的低溫低速風(fēng)洞（Kryo-Kanal Koeln，KKK）[8]以及歐洲跨聲速風(fēng)洞（European Transonic Wind Tunnel，ETW）[9-12]等2 m 以上口徑的大型低溫風(fēng)洞，為歐美國家的大型客機和運輸機研發(fā)提供了可靠的試驗研究平臺，極大地促進了歐美航空業(yè)的發(fā)展。目前，國內(nèi)最大的低溫風(fēng)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(fēng)洞模擬高雷諾數(shù)試驗需求，亟需開展大口徑生產(chǎn)型低溫風(fēng)洞的關(guān)鍵技術(shù)研究。

文獻[15]指出：具有高效保冷性能的絕熱結(jié)構(gòu)作為低溫風(fēng)洞的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)之一，是確保風(fēng)洞可靠運行、降低風(fēng)洞運行液氮消耗的重要保證。在此基礎(chǔ)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(shù)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(shù) 0.15～1.30）等大型低溫風(fēng)洞的絕熱結(jié)構(gòu)，認為將絕熱結(jié)構(gòu)設(shè)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(jié)構(gòu)在服役過程中不僅要具備低溫環(huán)境適應(yīng)性，還需不斷承受風(fēng)洞運行的交變壓力，因此，開展低溫風(fēng)洞絕熱結(jié)構(gòu)設(shè)計及其性能研究對于建造安全可靠的低溫風(fēng)洞具有重要意義。有鑒于此，本文在進行低溫風(fēng)洞絕熱結(jié)構(gòu)總體設(shè)計和選材的基礎(chǔ)上，綜合運用數(shù)值計算和試驗研究相結(jié)合的方法考察絕熱結(jié)構(gòu)性能，以驗證結(jié)構(gòu)設(shè)計的正確性。

1 絕熱結(jié)構(gòu)設(shè)計

1.1 設(shè)計輸入條件

絕熱結(jié)構(gòu)在風(fēng)洞中的服役環(huán)境復(fù)雜，影響因素多（包括地區(qū)氣候、風(fēng)洞內(nèi)部的寬域溫度和壓力等）。參考NTF 和ETW 等國外生產(chǎn)型低溫風(fēng)洞的性能指標(biāo)，確定風(fēng)洞設(shè)計輸入條件為：最低設(shè)計溫度110 K，最高設(shè)計溫度313 K；最小工作壓力1.15×105Pa，最大工作壓力4.5×105Pa；風(fēng)洞口徑5 m。

1.2 結(jié)構(gòu)總體設(shè)計

在大型低溫風(fēng)洞中，絕熱結(jié)構(gòu)用于保持風(fēng)洞運行的低溫環(huán)境，其可靠性直接影響風(fēng)洞整個內(nèi)絕熱系統(tǒng)的絕熱性能。為防止絕熱結(jié)構(gòu)在低溫環(huán)境下破裂損壞，同時便于絕熱結(jié)構(gòu)的生產(chǎn)、運輸、施工和維護，將絕熱結(jié)構(gòu)設(shè)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(jié)構(gòu)組成Fig.1 Element of insulation structure

此外，文獻[17]指出，采用分層設(shè)計工藝，預(yù)制軟質(zhì)、硬質(zhì)泡沫塑料塊，可以有效降低絕熱單元的熱應(yīng)力水平。為此，將絕熱單元設(shè)計為多層粘接復(fù)合結(jié)構(gòu)，單元長1000 mm、寬633 mm、厚150 mm，從內(nèi)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(huán)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(zhì)泡沫材料，主要防止洞體內(nèi)部冷量外泄，降低洞體外部熱量滲入；中間補償層采用軟質(zhì)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(huán)向和縱向補償件連接，補償件寬度為60 mm，采用軟質(zhì)泡沫材料，在低溫環(huán)境下也具有彈性，能夠降低局部應(yīng)力集中。

2 絕熱結(jié)構(gòu)性能數(shù)值計算分析

絕熱結(jié)構(gòu)承受著低溫環(huán)境和風(fēng)洞運行的交變壓力。采用ABAQUS 6.14[18]對其絕熱特性和應(yīng)力分布進行分析，以考核結(jié)構(gòu)性能是否滿足低溫風(fēng)洞服役要求，從而驗證絕熱結(jié)構(gòu)設(shè)計的正確性。

2.1 建立模型

由于絕熱結(jié)構(gòu)粘接于風(fēng)洞洞體內(nèi)壁，建模時通常將洞體也考慮在內(nèi)。絕熱結(jié)構(gòu)有限元數(shù)值計算模型主要包括洞體和絕熱結(jié)構(gòu)，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(jié)構(gòu)由絕熱單元、縱向補償件及環(huán)向補償件組成，絕熱單元為多層軟、硬泡沫復(fù)合結(jié)構(gòu)，相關(guān)材料的物性參數(shù)如表1所示。

圖2 數(shù)值計算模型Fig.2 Numerical calculation model

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

為便于計算，假設(shè)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(jié)構(gòu)，為降低計算復(fù)雜度，以1/4 模型進行計算。采用八節(jié)點力–熱耦合六面體單元（C3D8RT）對試件劃分網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)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(huán)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(nèi)層與低溫氣流的對流換熱系數(shù)為5 W/（m2·K），洞體外表面與環(huán)境的對流換熱系數(shù)為10 W/（m2·K），所有側(cè)面默認絕熱。

模型一側(cè)約束x向位移，另一側(cè)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(fēng)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)性能。

2.5 結(jié)果分析

根據(jù)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)總體溫度場均勻，內(nèi)表面溫度83.71 K，洞體外表面溫度302.10 K，這充分說明設(shè)計的絕熱結(jié)構(gòu)可以較好地維持風(fēng)洞內(nèi)部低溫環(huán)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(jié)構(gòu)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(zhì)泡沫材料，易產(chǎn)生熱橋，導(dǎo)致冷量損失。從圖6 可見（U表示位移場），在熱應(yīng)力和正壓力雙重作用下，絕熱結(jié)構(gòu)內(nèi)表面位移大于外表面位移，且最大位移出現(xiàn)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(nèi)表面頂角處于無約束位置，自由度較大。

圖4 絕熱結(jié)構(gòu)模型溫度場云圖Fig.4 Temperature field nephogram of insulation structure

圖5 絕熱結(jié)構(gòu)模型熱通量云圖Fig.5 Heat flux nephogram of insulation structure

圖6 絕熱結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(yīng)力場云圖。從圖7 可以看出，絕熱單元的溫度場均勻，內(nèi)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(jié)構(gòu)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(cè)邊和4 個頂角位置，這主要是由于此處填充了軟質(zhì)泡沫材料，極易產(chǎn)生熱橋，與圖5的分析一致。由圖9 可知，絕熱單元在熱應(yīng)力和正應(yīng)力作用下膨脹變形，最大位移為4.48 mm，主要出現(xiàn)在4 個頂角位置。由圖10 和11 可知（S表示應(yīng)力場），絕熱單元整體應(yīng)力不高，最大為0.75 MPa，主要出現(xiàn)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(dǎo)致應(yīng)力集中。絕熱單元材料的許用應(yīng)力為1 MPa，因此即使出現(xiàn)了應(yīng)力集中，絕熱單元最大應(yīng)力仍然小于許用應(yīng)力，滿足強度要求；在實際生產(chǎn)制造過程中，可采用局部倒圓處理降低應(yīng)力集中，進一步增大絕熱單元的安全系數(shù)。

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(yīng)力場整體云圖Fig.10 Overall stress field nephogram of insulation unit

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

3 試驗研究

上述數(shù)值計算結(jié)果表明設(shè)計的絕熱結(jié)構(gòu)滿足低溫風(fēng)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(jié)構(gòu)性能，本節(jié)通過試驗研究絕熱結(jié)構(gòu)的絕熱和應(yīng)變特性，探索其在低溫風(fēng)洞中的適用性。

3.1 試驗概述

基于絕熱結(jié)構(gòu)服役所處的低溫環(huán)境，設(shè)計構(gòu)建了試驗艙平臺，該平臺主要包括7 個子系統(tǒng)，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(yīng)系統(tǒng)：貯存液氮，提供試驗所需的液氮和低溫氮氣。

常溫氣氮供應(yīng)系統(tǒng)：提供試驗所需的升壓和控制等氣體。

加熱系統(tǒng)：通過強制對流的方式對試驗艙內(nèi)的氣體進行加熱。

抽真空系統(tǒng)：加速清洗試驗艙，縮短清洗時間。

控制系統(tǒng)：實現(xiàn)對整個平臺系統(tǒng)的運行控制與安全連鎖。

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

圖13 試驗艙與絕熱結(jié)構(gòu)Fig.13 Test chamber and insulation structure

內(nèi)絕熱系統(tǒng)：由絕熱結(jié)構(gòu)組成，作為試驗對象粘貼于試驗艙內(nèi)壁，如圖13（b）所示。

試驗平臺性能參數(shù)為：溫度范圍100～300 K，溫度均勻性±1 K，溫度穩(wěn)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(huán)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(dāng)艙內(nèi)溫度低至110 K時，進行穩(wěn)態(tài)保溫，此過程約3 h。

2）引入液氮罐氣枕氣，使試驗艙內(nèi)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(fù)10 次。同時，采用熱電偶和應(yīng)變片對艙內(nèi)絕熱結(jié)構(gòu)的溫度和應(yīng)變等參數(shù)進行采集，此過程約3 h。

3）對試驗艙進行升溫操作，當(dāng)艙內(nèi)溫度回升至常溫，試驗結(jié)束，關(guān)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(jié)構(gòu)的溫度變化情況。該熱電偶是標(biāo)準(zhǔn)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(yīng)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(yīng)力數(shù)據(jù)，貼片膠為CC-33A 低溫應(yīng)變膠。應(yīng)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(shè)應(yīng)變片。

圖15 應(yīng)變片測點位置Fig.15 Strain gage measuring points

3.2 試驗結(jié)果分析

按照上述試驗步驟，采集了試驗過程中的應(yīng)力/應(yīng)變和溫度數(shù)據(jù)。圖16 為絕熱單元的應(yīng)力/應(yīng)變測量結(jié)果。圖中測點2 的數(shù)據(jù)出現(xiàn)畸變，這是由于應(yīng)變片與絕熱單元粘貼不夠牢固，在交變氣流壓力作用下應(yīng)變片發(fā)生晃動，導(dǎo)致應(yīng)力/應(yīng)變測量數(shù)據(jù)出現(xiàn)畸變，在后文分析中不予考慮。從其他測點數(shù)據(jù)可以看出，測點1、3、5 的應(yīng)變在低溫交變壓力載荷下的變化規(guī)律一致，但測點1、3 應(yīng)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(jié)構(gòu)，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(yīng)變也會有所不同。總體而言，低溫交變壓力沖擊下絕熱結(jié)構(gòu)的應(yīng)變在–1.5×10–3～2.5×10–3范圍內(nèi)，應(yīng)力在–0.15～0.25 MPa 范圍內(nèi)，小于絕熱材料許用應(yīng)力值，這表明絕熱結(jié)構(gòu)性能滿足低溫風(fēng)洞運行要求。

圖16 應(yīng)力/應(yīng)變測量結(jié)果Fig.16 Measurement results of stress/strain

試驗獲取的應(yīng)力值比數(shù)值計算結(jié)果略低，這主要是因為試驗過程中應(yīng)變片僅測量平面方向內(nèi)的應(yīng)變，而忽略了熱應(yīng)力導(dǎo)致的彎曲以及防潮層熱脹冷縮等因素，從而使試驗結(jié)果偏低。此外，從圖中還可以看出，在低溫環(huán)境中進行交變壓力沖擊，絕熱結(jié)構(gòu)的應(yīng)力/應(yīng)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(jié)構(gòu)應(yīng)力/應(yīng)變的影響較小，從而可以推斷出低溫載荷是導(dǎo)致絕熱結(jié)構(gòu)產(chǎn)生應(yīng)力/應(yīng)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(jié)果的平均值。可以看出，在低溫環(huán)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(nèi)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(tài)，幾乎沒有變化，這說明絕熱結(jié)構(gòu)能較好地保持試驗艙內(nèi)的低溫環(huán)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(yīng)力/應(yīng)變曲線呈先下降再上升趨勢，這是由于粘貼應(yīng)變片布置測點時，應(yīng)變片中出現(xiàn)了一定的殘余應(yīng)力，在降溫過程中存在殘余應(yīng)力釋放過程。此外，在交變壓力沖擊過程中，溫度出現(xiàn)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(chǎn)生了一定影響；二是根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程，壓力交變同樣會導(dǎo)致溫度交變。

圖17 溫度測量結(jié)果Fig.17 Measurement results of temperature

4 結(jié)論

本文將低溫風(fēng)洞絕熱結(jié)構(gòu)設(shè)計為由若干絕熱單元組成的形式，通過數(shù)值計算和試驗考察了低溫風(fēng)洞運行工況下絕熱結(jié)構(gòu)的性能，得到如下結(jié)論：

1）數(shù)值計算結(jié)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(nèi)外溫差218.40 K，最大應(yīng)力為0.75 MPa，而絕熱材料許用應(yīng)力為1 MPa，這說明設(shè)計的絕熱結(jié)構(gòu)滿足風(fēng)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(jié)果表明：絕熱單元的應(yīng)力在–0.15～0.25 MPa 范圍內(nèi)，比數(shù)值計算結(jié)果略小；受交變壓力沖擊影響，溫度發(fā)生小范圍波動，但不影響絕熱結(jié)構(gòu)的保冷效果。