剛性陶瓷瓦隔熱響應(yīng)特性及接觸熱阻試驗(yàn)研究

孫 佳, 陳 偉, 鄧云中, 吳 鋒, 姜 東

(1.四川大學(xué) 空天科學(xué)與工程學(xué)院, 成都 610065;2.中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院, 綿陽(yáng) 621703)

符號(hào)表

q熱流密度，單位：W/(m2·K)

t溫度，單位：℃

λ導(dǎo)熱系數(shù)，單位：W/(m·K)

δ厚度，單位：mm

R接觸熱阻，單位：K·m2/W

p應(yīng)力，單位：kPa

隨著燃?xì)廨啓C(jī)透平進(jìn)口溫度的不斷提升，高溫燃?xì)馑a(chǎn)生的熱負(fù)荷對(duì)熱端部件的材料研發(fā)和冷卻設(shè)計(jì)提出了極高的要求。陶瓷材料以其隔熱性能好、耐高溫、質(zhì)量輕等優(yōu)點(diǎn)，已在燃?xì)廨啓C(jī)中得到了廣泛應(yīng)用。其中，一種方式是陶瓷以熱障涂層的形式參與熱防護(hù)，采用熱噴涂或氣相沉積的工藝緊密附著在金屬零部件表面[1]，該陶瓷材料熱障涂層的隔熱性能得到了較多的研究[2-3]。另一種則以剛性陶瓷結(jié)構(gòu)件的形式進(jìn)行應(yīng)用，如燃燒室和排氣段中的隔熱瓦[4]。

盡管陶瓷材料的性能不斷提高，但剛性陶瓷件作為一種硬脆材料，單獨(dú)承載能力有限，通常需與金屬結(jié)構(gòu)件結(jié)合使用。二者固定連接，分別起隔熱和承力作用。有時(shí)輔以合適的冷卻措施，形成主、被動(dòng)方式相結(jié)合的熱防護(hù)系統(tǒng)。在其工作過(guò)程中，剛性陶瓷瓦的隔熱效果既影響著熱防護(hù)系統(tǒng)的整體性能，其所帶來(lái)的溫度梯度和熱應(yīng)力也制約著陶瓷瓦的使用壽命，進(jìn)而影響熱防護(hù)系統(tǒng)的穩(wěn)定性和安全性。因此，有必要針對(duì)服役過(guò)程中面臨的高溫環(huán)境條件，開(kāi)展陶瓷瓦的隔熱效果響應(yīng)特性研究，為基于剛性陶瓷瓦的熱防護(hù)系統(tǒng)設(shè)計(jì)優(yōu)化和工程應(yīng)用提供參考。

伴隨著高性能陶瓷材料研發(fā)，陶瓷材料自身的導(dǎo)熱系數(shù)、熱擴(kuò)散系數(shù)等基礎(chǔ)數(shù)據(jù)得到了較多積累[5-6]。近年來(lái)，考慮服役工作條件的陶瓷結(jié)構(gòu)件綜合隔熱效果評(píng)價(jià)逐漸得到關(guān)注。蘇大亮等[7]針對(duì)剛性陶瓷隔熱瓦建立了有限元模型，分析了其熱防護(hù)效果及溫度分布特點(diǎn)。葉紅等[8]、Kamran等[9]考慮了剛性陶瓷隔熱瓦的比熱容，通過(guò)一維傳熱模型分析，研究了不同熱負(fù)荷條件下飛行器外表面陶瓷瓦的隔熱效果響應(yīng)。Shang等[10]建立了高溫氧化環(huán)境下的隔熱性能測(cè)試系統(tǒng)，對(duì)輕質(zhì)高溫陶瓷保溫材料和陶瓷-納米復(fù)合結(jié)構(gòu)的隔熱性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)比較。Wei等[11]針對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)隔熱層的優(yōu)化設(shè)計(jì)，提出了計(jì)算隔熱層理想厚度的數(shù)值方法。Chen等[12]比較了4種測(cè)試ZrO2陶瓷熱障涂層隔熱性能的方法，并較好地反映了熱障涂層的隔熱效果和溫度變化趨勢(shì)。楊海龍等[13]、李宇峰等[14]開(kāi)展了剛性陶瓷隔熱瓦的重復(fù)使用性評(píng)價(jià)。試驗(yàn)研究表明，多次的高溫環(huán)境服役對(duì)隔熱瓦的線性收縮率、隔熱性能以及微觀結(jié)構(gòu)變化都影響較小。劉悅等[15]則采用數(shù)值方法研究了隔熱瓦間隙滲流條件對(duì)外表面氣動(dòng)載荷和熱載荷的影響。陳宇等[16]建立了考慮材料物性變化的剛性隔熱瓦熱力耦合有限元數(shù)值模型，分析了隔熱瓦在不同溫度和氣動(dòng)力載荷下的熱力耦合響應(yīng)規(guī)律。

針對(duì)剛性陶瓷結(jié)構(gòu)件的綜合隔熱性能，本研究搭建了基于剛性陶瓷瓦的熱防護(hù)系統(tǒng)試驗(yàn)平臺(tái)，測(cè)量了陶瓷瓦的隔熱效果及其響應(yīng)特性。并結(jié)合剛性陶瓷瓦與被保護(hù)壁面(不銹鋼材料)的固定連接方式，分析了熱負(fù)荷和受力載荷對(duì)陶瓷瓦-不銹鋼接觸熱阻的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)原理及試驗(yàn)裝置

本研究采用穩(wěn)態(tài)熱流法測(cè)量剛性陶瓷瓦的隔熱效果，試驗(yàn)裝置如圖1所示。試驗(yàn)件由剛性陶瓷瓦和不銹鋼板組成，剛性陶瓷瓦為邊長(zhǎng)100 mm、厚度3 mm的正方形結(jié)構(gòu)件，材料成分為氧化鋯(ZrO2)，采用成熟的熱等靜壓工藝燒結(jié)制成。不銹鋼板為邊長(zhǎng)100 mm、厚度10 mm的方形件，材料為304L不銹鋼。剛性陶瓷瓦和不銹鋼板通過(guò)布置在正方形四角的4顆陶瓷螺栓連接固定。為降低接觸熱阻，物體表面進(jìn)行了精磨，經(jīng)表面形貌儀測(cè)量，粗糙度為Ra1.6。陶瓷螺栓外側(cè)套有金屬?gòu)椈桑ㄟ^(guò)艾力固ZP-500N型推拉力計(jì)位移加載的方式調(diào)節(jié)彈簧壓縮量，進(jìn)而測(cè)量獲得不同的螺栓預(yù)緊力和陶瓷瓦與不銹鋼板的界面壓力，并在試驗(yàn)過(guò)程中根據(jù)材料熱膨脹量進(jìn)行調(diào)整，保證界面載荷的穩(wěn)定。

圖1 剛性陶瓷瓦隔熱性能試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)件放置于高溫電加熱爐的底部，通過(guò)直流電源控制電加熱功率大小。試驗(yàn)件的剛性陶瓷瓦外側(cè)承受輻射加熱，不銹鋼板背面為冷卻水，可通過(guò)控制閥調(diào)節(jié)水側(cè)的冷卻能力。高溫電加熱爐外側(cè)做了專(zhuān)門(mén)的隔熱保溫設(shè)計(jì)，盡管依然存在向環(huán)境的少許散熱損失，但在試驗(yàn)件側(cè)，熱量可視為沿平板法向一維傳導(dǎo)。

為測(cè)量剛性陶瓷瓦的隔熱效果，沿?zé)崃康囊痪S傳遞方向測(cè)量各截面的溫度分布。其中包括：剛性陶瓷瓦外側(cè)壁面溫度t1，不銹鋼板與陶瓷瓦接觸面壁面溫度t2，不銹鋼板中間截面金屬溫度t3，以及不銹鋼板與水冷套接觸面?zhèn)缺诿鏈囟萾4。其中，每個(gè)截面均布置有4個(gè)熱電偶，熱電偶的位置處于試驗(yàn)件的中心區(qū)域，呈邊長(zhǎng)為20 mm的正方形對(duì)稱(chēng)分布，如圖2所示。在分析隔熱效果及接觸熱阻時(shí)，各截面的溫度數(shù)值根據(jù)4個(gè)熱電偶測(cè)量的數(shù)據(jù)平均計(jì)算獲得。

圖2 各截面熱電偶的布置圖和預(yù)埋開(kāi)槽視圖

本文試驗(yàn)采用CENK-191-K型鎧裝熱電偶，直徑為0.8 mm?？紤]到熱電偶測(cè)量精度對(duì)本文研究的重要性，試驗(yàn)前請(qǐng)第三方對(duì)熱電偶進(jìn)行了檢測(cè)校準(zhǔn)。為了埋設(shè)熱電偶，預(yù)先通過(guò)電火花工藝在不銹鋼件上加工出深度為0.8 mm的槽。由于熱電偶直徑也為0.8 mm，熱電偶埋入后，通過(guò)擠壓即可實(shí)現(xiàn)固定，并沒(méi)有填充導(dǎo)熱膠。由于剛性陶瓷瓦是易碎件，難以在其表面加工出熱電偶的預(yù)埋槽，因此采用金屬片夾緊熱電偶的方式測(cè)量陶瓷瓦外側(cè)壁溫，如圖2所示。需要說(shuō)明的是關(guān)于不銹鋼板與陶瓷瓦接觸面?zhèn)缺诿鏈囟萾2的測(cè)量，本文試驗(yàn)是在接觸面的不銹鋼板一側(cè)開(kāi)槽布置熱電偶進(jìn)行測(cè)量(由于陶瓷瓦無(wú)法開(kāi)槽)，因此，所測(cè)得的參數(shù)是接觸面靠近不銹鋼板一側(cè)的溫度。

1.2 數(shù)據(jù)處理方法

熱量在試驗(yàn)件中的傳導(dǎo)可近似認(rèn)為沿平板法向的一維傳導(dǎo)，且各截面熱電偶的相對(duì)位置完全一致。根據(jù)傅里葉定律，通過(guò)試驗(yàn)件各截面的熱流密度可表示為：

q=λsteel(t3-t4)/δsteel

(1)

式中：λsteel為不銹鋼板導(dǎo)熱系數(shù)，不銹鋼板厚度為2δsteel，δsteel=5 mm。

同樣基于傅里葉定律，外推計(jì)算剛性陶瓷瓦與不銹鋼板接觸面的上下界面溫度t2-ceramic與t2-steel。上下接觸面溫度表示為：

t2-steel=t3+q·δsteel/λsteel

(2)

t2-ceramic=t1-q·δceramic/λceramic

(3)

式中：λceramic為剛性陶瓷板導(dǎo)熱系數(shù)，陶瓷板厚度為δceramic，δceramic=3 mm。

材料的導(dǎo)熱系數(shù)對(duì)于接觸面的界面溫度計(jì)算有重要影響。通過(guò)中國(guó)航空材料手冊(cè)[17]及Graves等[18]的試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合線性關(guān)系式，建立不銹鋼板導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度的變化關(guān)系。通過(guò)開(kāi)展ZrO2陶瓷板的導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)量試驗(yàn)并擬合線性關(guān)系式，建立剛性陶瓷板導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度的變化關(guān)系，如圖3所示。

(a) 不銹鋼板

(b) 剛性陶瓷瓦圖3 不銹鋼板與剛性陶瓷瓦導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度的變化關(guān)系

根據(jù)剛性陶瓷板和不銹鋼板導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度的變化關(guān)系, 通過(guò)數(shù)值迭代求解式(2)和(3)，獲得剛性陶瓷板和不銹鋼板接觸界面上、下側(cè)的溫度t2-ceramic與t2-steel。如前所述，試驗(yàn)中對(duì)于不銹鋼板與陶瓷瓦接觸面溫度t2的測(cè)量，是在接觸面的不銹鋼板一側(cè)開(kāi)槽布置熱電偶進(jìn)行的。將計(jì)算獲得的界面溫度t2-steel與試驗(yàn)測(cè)得的不銹鋼板上壁面溫度t2進(jìn)行比較，結(jié)果如圖4所示?？梢钥吹?，在不同熱負(fù)荷條件下，通過(guò)上述外推計(jì)算方法獲得的不銹鋼側(cè)界面溫度與試驗(yàn)測(cè)得的不銹鋼板側(cè)溫度吻合很好，溫度差異<5 ℃，這驗(yàn)證了計(jì)算方法的可靠性。這也表明，本文試驗(yàn)中測(cè)得的接觸面溫度，就是接觸面靠近不銹鋼板一側(cè)的溫度。

圖4 外推界面計(jì)算溫度與試驗(yàn)測(cè)得溫度對(duì)比

剛性陶瓷瓦與不銹鋼板之間接觸熱阻表示為：

R=(t2-ceramic-t2-steel)/q

(4)

1.3 誤差分析

試驗(yàn)過(guò)程中的溫度參數(shù)通過(guò)CRNK-191-K型鎧裝熱電偶測(cè)得，其測(cè)溫范圍為0～1 000 ℃，經(jīng)校準(zhǔn)標(biāo)定后的溫度測(cè)量精度為0.2 ℃。熱電偶信號(hào)經(jīng)Agilent 34980A數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(采樣頻率為3 s一次信號(hào)采集)及軟件處理后即可得到各測(cè)點(diǎn)的溫度，并自動(dòng)記錄下來(lái)。

本文將根據(jù)測(cè)量溫度數(shù)據(jù)來(lái)處理獲得剛性陶瓷瓦與不銹鋼板的接觸熱阻。接觸熱阻的誤差主要來(lái)源于熱電偶的測(cè)量誤差，以及ZrO2陶瓷瓦和304L不銹鋼導(dǎo)熱系數(shù)擬合關(guān)系式的計(jì)算誤差。由式(1)至(4)可得影響接觸熱阻測(cè)量精度的因素如下：

R=f(Δt1,Δt2,λsteel,λceramic)

(5)

式中：Δt1=t1-t3, Δt2=t3-t4。由各個(gè)誤差項(xiàng)分析得到的系統(tǒng)總體誤差傳遞函數(shù)如下：

(6)

304L不銹鋼導(dǎo)熱系數(shù)擬合公式最大相對(duì)誤差為4.3%，ZrO2陶瓷瓦導(dǎo)熱系數(shù)最大相對(duì)誤差為5.0%。由式(6)計(jì)算得出系統(tǒng)測(cè)量接觸熱阻最大誤差為9.7%。

需要指出的是，在不銹鋼板上開(kāi)槽并預(yù)埋熱電偶會(huì)影響試驗(yàn)件的整體溫度場(chǎng)分布，另一方面，熱電偶預(yù)埋槽內(nèi)存在少許空氣氣隙，也會(huì)影響溫度測(cè)量準(zhǔn)確性，但本文未將此部分誤差考慮在內(nèi)。表1為接觸熱阻測(cè)量系統(tǒng)誤差分析。

表1 接觸熱阻測(cè)量系統(tǒng)誤差分析

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 剛性陶瓷瓦的隔熱響應(yīng)特性

采用上述試驗(yàn)裝置，對(duì)剛性陶瓷瓦的隔熱效果進(jìn)行了試驗(yàn)研究。在試驗(yàn)過(guò)程中，保持冷卻水的流量不變，電加熱功率恒定為2 kW，將試驗(yàn)件從室溫加熱至溫度穩(wěn)定狀態(tài)(所有測(cè)點(diǎn)的溫度變化率小于1 ℃/min)。為了觀測(cè)熱負(fù)荷突變后剛性陶瓷瓦隔熱效果的響應(yīng)特點(diǎn)，將電加熱功率提高至3 kW，直至試驗(yàn)件溫度再次達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。分別針對(duì)剛性陶瓷瓦與不銹鋼板在不同的界面壓應(yīng)力(p=0 kPa、15 kPa、30 kPa、60 kPa)下開(kāi)展了上述隔熱效果試驗(yàn)。各測(cè)點(diǎn)的溫度-時(shí)間變化曲線如圖5所示。

(a) 界面應(yīng)力0 kPa

(b) 界面應(yīng)力15 kPa

(c) 界面應(yīng)力30 kPa

(d) 界面應(yīng)力60 kPa圖5 不同界面應(yīng)力下試驗(yàn)件各測(cè)點(diǎn)的溫度-時(shí)間變化曲線

從圖5可以看到，不同界面應(yīng)力下，試驗(yàn)件各測(cè)點(diǎn)的溫度隨時(shí)間變化曲線基本一致。在加熱功率為2 kW的啟動(dòng)階段，尤其是前15 min內(nèi)，試驗(yàn)件溫度變化緩慢，這主要是由于爐膛自身存在一定熱容所造成的。隨后陶瓷瓦外側(cè)壁面溫度率先迅速升高，不銹鋼板的溫度響應(yīng)明顯滯后，這主要是由于陶瓷瓦的導(dǎo)熱熱阻大，熱擴(kuò)散較慢所造成的。而由于不銹鋼的導(dǎo)熱系數(shù)較大，其內(nèi)部各測(cè)點(diǎn)的溫度響應(yīng)基本一致。隨著時(shí)間的推移，試驗(yàn)件各測(cè)點(diǎn)的溫度均趨于穩(wěn)定，但陶瓷瓦內(nèi)部的溫度梯度也逐漸增大，直至溫度分布穩(wěn)定時(shí)達(dá)到最大的溫度梯度。當(dāng)加熱功率提高至3 kW時(shí)，可以看到，試驗(yàn)件各測(cè)點(diǎn)溫度隨著熱負(fù)荷的變化初期有較為顯著的響應(yīng)，隨后逐漸呈現(xiàn)新的穩(wěn)定狀態(tài)，陶瓷瓦內(nèi)部的溫度梯度也進(jìn)一步加大。

圖6給出了試驗(yàn)件溫度梯度隨時(shí)間的變化曲線。可以看出，試驗(yàn)過(guò)程中，陶瓷瓦內(nèi)部的溫度梯度隨著時(shí)間推移逐漸增大，并在溫度分布穩(wěn)定時(shí)達(dá)到最大溫度梯度。而不銹鋼板的溫度梯度變化幅度較小。因此，陶瓷瓦的隔熱效果與其在非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱過(guò)程中所處的狀態(tài)有關(guān)。

圖6 試驗(yàn)件溫度梯度隨時(shí)間變化曲線(界面應(yīng)力=60 kPa)

進(jìn)一步比較啟動(dòng)過(guò)程中的爐溫與試驗(yàn)件各測(cè)點(diǎn)的溫度變化，結(jié)果如圖7所示。可以看到，相比爐溫的快速升高，試驗(yàn)件各測(cè)點(diǎn)的溫度響應(yīng)要滯后很多。這是由于本文研究中采用輻射加熱，試驗(yàn)件中剛性陶瓷瓦外部的傳熱系數(shù)小，而內(nèi)部導(dǎo)熱熱阻大，畢渥數(shù)較小，在非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱過(guò)程中，對(duì)于外界溫度的響應(yīng)速率較慢。因此，在剛性陶瓷瓦的工程應(yīng)用中，要準(zhǔn)確評(píng)估其隔熱效果，需考慮其非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱特性。

圖7 啟動(dòng)階段爐溫和試驗(yàn)件各測(cè)點(diǎn)的溫度-時(shí)間變化曲線(界面應(yīng)力=60 kPa)

2.2 界面應(yīng)力對(duì)接觸熱阻的影響

根據(jù)接觸熱阻的宏觀傳熱理論，兩固體接觸時(shí)，其表面實(shí)際接觸面積僅占名義接觸面積的一小部分，這造成熱流在接觸面的收縮，從而產(chǎn)生接觸熱阻[19]。接觸熱阻在微觀上受到表面粗糙度、微觀形貌、表面凸峰的彈塑性變形及截?cái)嗟纫蛩赜绊慬20]，同時(shí)其接觸界面還存在流體傳熱和表面輻射的影響[21]。一般認(rèn)為，固體界面的接觸應(yīng)力會(huì)改變接觸面的表面形態(tài)，進(jìn)而改變實(shí)際接觸面積[22]。在本文研究中，由于剛性陶瓷瓦和不銹鋼板表面均進(jìn)行了精磨，因此沒(méi)有考慮接觸形貌和粗糙度的影響。另一方面，由于剛性陶瓷瓦，尤其是陶瓷螺栓的承載能力有限，界面接觸應(yīng)力最大為60 kPa。

不同界面應(yīng)力條件下的接觸熱阻如圖8所示?？梢钥吹剑诩訜峁β氏嗤瑮l件下，隨著界面應(yīng)力的增加，接觸熱阻值不斷減小。當(dāng)界面應(yīng)力增大到30 kPa后，接觸熱阻數(shù)值隨應(yīng)力增大而變化較小。這是由于，在施加較小加載壓力時(shí)，接觸界面間的表面材料接觸形變較大，接觸熱阻下降明顯；而當(dāng)加載到一定壓力時(shí)，兩固體接觸表面間已結(jié)合得相當(dāng)緊密，隨著壓力繼續(xù)增大，界面間接觸形變較小，因此接觸熱阻也沒(méi)有明顯變化。

圖8 不同界面應(yīng)力下的接觸熱阻

另一方面，在不同界面應(yīng)力下，接觸熱阻隨加熱功率的變化規(guī)律有所不同。在小界面應(yīng)力條件下，隨著加熱功率的提高，接觸熱阻不斷減小。這是由于，兩固體接觸界面還存在間隙流體，即空氣。隨著加熱功率的提高，空氣溫度和導(dǎo)熱系數(shù)增大，從而降低了接觸熱阻。而在大界面應(yīng)力條件下，由于接觸界面產(chǎn)生形變，間隙流體減少，因此接觸熱阻隨加熱功率的變化大幅減小。

2.3 界面溫度對(duì)接觸熱阻的影響

在對(duì)接觸熱阻進(jìn)行研究的過(guò)程中，界面溫度既會(huì)影響間隙流體的導(dǎo)熱能力，增強(qiáng)間隙輻射效應(yīng)，也會(huì)改變固體材料的彈性模量、硬度等物性參數(shù)，進(jìn)而影響表面彈塑性變形[23-24]。受條件所限，本文并未深入探討界面溫度對(duì)接觸表面彈塑性變形的影響。

在不同界面應(yīng)力條件下，接觸熱阻隨界面平均溫度的變化如圖9所示。其中，界面平均溫度是指接觸面上、下側(cè)的溫度t2-ceramic與t2-steel的平均值?？梢钥吹?，無(wú)界面應(yīng)力下，接觸熱阻隨界面平均溫度的升高而明顯減小。這主要是由于接觸間隙內(nèi)的空氣導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度升高，增加了傳熱能力，從而使接觸熱阻減小。界面應(yīng)力15 kPa時(shí)，接觸熱阻先隨界面平均溫度的升高而減小，隨后基本持平。界面應(yīng)力30 kPa和60 kPa條件下，接觸熱阻隨界面平均溫度的變化減小較小，甚至略有增大的趨勢(shì)。這可能是由于溫度升高導(dǎo)致接觸表面變形狀態(tài)發(fā)生了一定的改變，增大了接觸熱阻，但這一猜測(cè)還有待深入研究確定。

圖9 不同界面平均溫度下的接觸熱阻

3 結(jié) 論

本文試驗(yàn)研究了剛性陶瓷瓦的隔熱效果響應(yīng)特性，并測(cè)量了ZrO2剛性陶瓷瓦與304L不銹鋼板的接觸熱阻。研究結(jié)果表明：

1)在外界熱負(fù)荷發(fā)生改變時(shí)，試驗(yàn)件各測(cè)點(diǎn)溫度初期有較為顯著的響應(yīng)，隨后逐漸呈現(xiàn)新的穩(wěn)定狀態(tài)，剛性陶瓷瓦內(nèi)部的溫度梯度達(dá)到最大。在工程應(yīng)用中，需考慮其非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱特性，以準(zhǔn)確評(píng)估其隔熱性能。

2)熱負(fù)荷相同條件下，接觸熱阻隨界面應(yīng)力的增加而減小。當(dāng)界面應(yīng)力增大到接觸形變穩(wěn)定時(shí)，接觸熱阻亦趨于穩(wěn)定。在不同界面應(yīng)力下，接觸熱阻隨熱負(fù)荷的變化規(guī)律有所不同。小界面應(yīng)力時(shí)，接觸熱阻隨熱負(fù)荷增大而減小。大界面應(yīng)力下，由于接觸界面間隙流體減少，接觸熱阻隨熱負(fù)荷的變化大幅減小。

3)無(wú)界面應(yīng)力下，由于接觸界面間隙流體導(dǎo)熱系數(shù)升高，接觸熱阻隨界面溫度的升高而明顯減小。隨著界面應(yīng)力的增大，接觸熱阻隨界面溫度的變化減小較小，甚至略有增大。這可能是由于溫度升高導(dǎo)致接觸表面變形狀態(tài)發(fā)生了一定的改變。

致 謝

本研究受四川省高新技術(shù)領(lǐng)域重點(diǎn)研發(fā)項(xiàng)目(2019YFG0236)和中國(guó)航空發(fā)動(dòng)機(jī)集團(tuán)公司四川燃?xì)鉁u輪研究院橫向項(xiàng)目的資助。