應用于高氣壓運行的片式電弧加熱器初步研究

楊鴻，姚峰，朱超，朱濤，陳德江

中國空氣動力研究與發(fā)展中心 超高速空氣動力研究所，綿陽 621000

0 引 言

再入高超聲速飛行器周圍繞流溫度很高，頭部駐點區(qū)可達上萬攝氏度，對飛行器產(chǎn)生嚴重的氣動加熱。由于高速再入，彈道導彈頭部駐點區(qū)可產(chǎn)生7 MPa以上壓力，湍流區(qū)也會出現(xiàn)超過70 MW/m2的加熱熱流[1]。

為了保證這類飛行器的飛行安全，必須在飛行器外設置防熱系統(tǒng)，確保飛行器內(nèi)部溫度在允許范圍內(nèi)。防熱材料和防熱結(jié)構(gòu)的性能都需要在地面設備上進行試驗考核。由于熱結(jié)構(gòu)性能難以準確預測、熱結(jié)構(gòu)試驗環(huán)境參數(shù)模擬要求真實，試驗時總是希望盡可能采用全尺寸試驗件，試驗參數(shù)和時間最好能模擬飛行全歷程。美國、前蘇聯(lián)以及歐盟在發(fā)展戰(zhàn)略武器和航天器時，建成了數(shù)座大功率、高性能的電弧加熱器和電弧風洞以保障試驗需求。

防熱地面試驗在模擬高總壓時通常采用管式電弧加熱器。管式電弧加熱器具有結(jié)構(gòu)簡單、使用方便、壓力范圍寬等優(yōu)點，但其本身固有的旁路擊穿效應決定了電弧的長度和平均電壓，導致這類電弧加熱器在高氣壓下不能達到高焓（其焓值通常小于8 MJ/kg）。片式電弧加熱器氣流焓值可以達到45 MJ/kg，但其結(jié)構(gòu)復雜，不易實現(xiàn)高氣壓[2]?；谶@一特性，片式電弧加熱器總是被作為低壓高焓加熱設備使用。

美國Ames研究中心60 MW航天飛機干擾加熱設備（IHF）[3]是具有代表性的大型片式電弧加熱器，它是一座典型的大功率、大尺寸電弧風洞。2001年，在意大利宇航研究中心（CIRA）建成了世界最大功率的電弧加熱等離子體風洞（Scirocco PWT）[4-6]，它是歐洲航天局（ESA）基于Hermes航天飛機計劃而建造的。美國AEDC為滿足高速彈頭再入的防熱試驗需求，從20世紀70年代開始研究高氣壓（≥10 MPa）片式電弧加熱器，其研制的70 MW級高氣壓片式電弧加熱器（H3）運行達到的最高弧室壓力為19.6 MPa[7-11]。AEDC研制的H3是目前世界上功率、總壓等綜合性能最高的電弧加熱試驗設備[2]。為滿足戰(zhàn)略滑翔、導彈攔截等機動飛行器再入走廊需要的高焓、中氣壓、中等高度的試驗模擬區(qū)間，AEDC正開展以H3替換H2電弧風洞上的50 MW級管式電弧加熱器的計劃[12]。上述設備配套的電弧加熱器主要性能參數(shù)如表1所示，其中Pmax為最大功率，H0為總焓，p0為總壓。

表1 國外大功率片式電弧加熱設備的參數(shù)Table 1 Parameter of foreign high-power segmented arc heater

我國缺乏高氣壓片式電弧加熱設備。中國空氣動力研究與發(fā)展中心（CARDC）研制的50 MW級片式電弧加熱設備常用于總壓2.0 MPa以下[13-15]。為滿足大電流運行的需要，姚峰等[16]開展了片式電弧加熱器多重電極研究，分別把陰極和陽極分為多個子電極，用子電極分擔電流。中國航天空氣動力技術(shù)研究院（CAAA）研制的50 MW級片式電弧加熱器則常用于0.2～0.6 MPa的總壓范圍[17]。

片式電弧加熱器不僅需承受高氣壓，還需承受高氣壓下的高熱流，更要克服高氣壓運行可能引起的串弧燒毀，國內(nèi)對該領(lǐng)域的研究還未曾涉足。為降低研制風險，找準研究的方向和技術(shù)難點，需要先行開展電弧加熱器內(nèi)流模擬研究。近年來，韓國首爾大學 Kim等在前人工作基礎(chǔ)上，基于三波段輻射模型和雙方程湍流模型發(fā)展了第六代電弧加熱器內(nèi)流計算代碼（ARCFLO4），能精確分析湍流作用對內(nèi)流的影響，計算壓力可達20 MPa，已應用于美國AEDC和桑迪亞國家試驗室的電弧加熱器計算[18-21]。國內(nèi)在電弧加熱器內(nèi)流模擬方面的研究工作還未見報道。

為滿足我國未來對高超聲速飛行器高焓、中氣壓及高氣壓防熱試驗的需求，提高片式電弧加熱器性能，對CARDC研制的50 MW級片式電弧加熱器進行升級改造，使其具備高氣壓運行能力。本文開展研究的流程如圖1所示。

圖1 研究流程圖Fig.1 Flow diagram of research

1 高氣壓運行片式電弧加熱器內(nèi)流分析方法研究

高氣壓運行的片式電弧加熱器結(jié)構(gòu)如圖2所示。通過內(nèi)部流場分析，了解高氣壓片式電弧加熱器內(nèi)部參數(shù)情況，通過預估氣流總焓、電弧電壓得到電弧電流、氣體流量和弧室壓力與壁面熱流的關(guān)系曲線，分析高氣壓運行對電弧加熱器性能的影響并提出解決途徑，指導高氣壓片式電弧加熱器的研制。

圖2 高氣壓片式電弧加熱器示意圖Fig.2 Schematic diagram of segmented arc heater

本文采用柱坐標系（r，θ，z）下的可壓縮 N–S 方程為控制方程，假設氣流為軸對稱的穩(wěn)態(tài)流動。根據(jù)Nicolet等[19]提供的數(shù)據(jù)，采用三次多項式擬合法求得高溫空氣的密度、溫度、熱導率、電導率、黏度和輻射吸收系數(shù)，該方法的適用范圍為：壓力0.1～20.0 MPa，溫度 1 000～30 000 K。

1.1 電場模型

假定電弧穩(wěn)定放電，電場平行于加熱器軸線且沿徑向不變，則電場強度為：

電壓為：

焦耳加熱為：

式（1）～（3）中，I為電流，σ為電導率，A為導體的截面積，l為加熱器長度，J為電流密度。

1.2 熱傳導和湍流模型

所有壓縮片間縫隙都有高壓進氣，使得片式電弧加熱器的電弧主要為湍流流動[2]，因此計算氣體流動和傳熱時必須考慮湍流作用。湍流傳熱熱流為:

剪切應力為：

湍流運動黏度為：

混合長度的計算使用了Watson and Pegot湍流模型[18]和Nicolet湍流模型[19]。將2種湍流模型的計算結(jié)果進行對比，選定適合本文的湍流模型。

設定壁面處普朗特數(shù)為3.0，其他位置的普朗特數(shù)采用下式計算：

式中，R為內(nèi)壁半徑。

1.3 輻射模型

高溫氣體具有輻射和吸收雙重作用。輻射傳熱方程的一般形式為：

式（8）～（9）中：Iν為輻射強度；s為輻射在介質(zhì)中的行 程；Bν為 輻射強度 ，kν為 吸收系數(shù) ；普 朗 克 數(shù)h=6.63×10-34J·s ，光速c=3.0×108m/s，波爾茲曼常數(shù)k=1.38×10-23J/K；ν為光譜頻率。單位頻率的輻射熱流為：

式中，Ω為立體角。總的輻射熱流為：

為了簡化計算流程，本文采用了Nicolet等[19]的雙波段灰體吸收系數(shù)模型計算高溫氣體的輻射性能參數(shù)，即將光譜分為2個灰體段，每段的吸收系數(shù)不隨光譜頻率變化，僅為溫度和壓力的函數(shù)，則全波段的輻射熱流為：

1.4 數(shù)值求解方法

采用如圖3所示的有限差分網(wǎng)格將流場方程離散化，再利用下述方法求解流場方程：

圖3 有限差分網(wǎng)格Fig.3 Finite difference grid

1） 計算初始條件和邊界條件。初始條件：軸向剖分的位置1的焓分布、速度分布、初始壓力、總電流；邊界條件：氣流在壁面處的焓值。

2） 根據(jù)初始條件的壓力和焓，計算位置1徑向剖分各位置的電導率、熱導勢、輻射性質(zhì)黏度和密度、普朗特數(shù)。

3） 通過積分計算位置1的電導和電勢梯度。

4） 根據(jù)計算的位置1徑向剖分各位置的密度和速度，計算位置1 的總質(zhì)量流量，并與初始進氣的質(zhì)量流量進行對比，重新計算速度。

5） 根據(jù)能量方程計算位置2徑向剖分各位置的焓。

6） 給定位置1和位置2之間的壓力降，計算徑向剖分各位置的電導率、熱導勢、輻射性質(zhì)黏度和密度，根據(jù)動量方程計算位置2徑向剖分各位置的速度。

7） 根據(jù)計算所得的密度和速度計算流量，并與初始流量對比。若相同，計算出位置2的壓力，否則繼續(xù)迭代。

8） 重復第2～7步，直到軸向的最后一個位置。

根據(jù)上述求解過程，采用FORTRAN語言編制求解代碼。

1.5 計算驗證

采用Watson and Pegot湍流模型和Nicolet湍流模型進行對比分析。計算條件為：R=40 mm，l=5 m，內(nèi)表面粗糙度0.088 9 mm，壁面焓值0.93 MJ/kg，I=3 000 A，氣體流量G分別為0.900、0.962、1.262和1.735 kg/s。

圖4給出了計算結(jié)果和已有的CARDC片式電弧加熱器試驗數(shù)據(jù)對比情況。結(jié)果表明：采用Watson and Pegot湍流模型，電壓計算值與試驗值最為接近（最大誤差4%），總焓誤差較大（最大誤差34%）；采用Nicolet湍流模型，總焓計算值與試驗值最為接近（最大誤差3%），電壓誤差較大（最大誤差13%）?？偟膩砜?，計算值與試驗值吻合較好，證實了本文計算方法的可行性。綜合考慮，后文計算采用Nicolet湍流模型。

圖4 計算與試驗數(shù)據(jù)對比Fig.4 Comparison of calculation and test results

1.6 高氣壓運行試驗參數(shù)模擬

利用內(nèi)流模擬方法對高氣壓試驗參數(shù)進行模擬。設定弧室壓力分別為0.55、2.00、4.00和8.00 MPa，輻射熱流qR和壁面熱流Q的模擬結(jié)果如圖5和6所示。對比發(fā)現(xiàn)：壓力升高后，輻射熱流占壁面熱流的比重增大；壁面熱流沿軸線方向逐漸增大，且壓力越高，壁面熱流越大。當p0=8.00 MPa時，靠近出口端的壁面熱流接近38 MW/m2。由于每件壓縮片的冷卻水流量有限，常規(guī)壓縮片很難承受如此高的熱流，而輻射熱流是壁面熱流的主要來源，降低壁面熱流的途徑就是增大口徑，但這樣就會增大總熱量損失。

圖5 壓力對輻射熱流影響Fig.5 Effect of pressure on radiant heat flow

圖7給出了不同弧室壓力（2.00和 8.00 MPa）下的焓分布情況。在圖7（a）中，沿軸線方向，中心線處氣流的焓值逐漸減小，中心線周圍氣流的焓值逐漸增大，焓分布逐漸扁平化，這表明電弧柱在運動過程中逐漸變粗。對比圖7（a）和（b）可以看到，當p0=8.00 MPa時，電弧柱變細，與經(jīng)典電弧理論一致。

圖7 壓力對焓分布的影響Fig.7 Effect of pressure on enthalpy distribution

圖8給出了不同弧室壓力下的電場強度情況?？梢钥吹?，高氣壓下的電場強度遠大于低氣壓下，這說明高氣壓運行易獲得高電壓。也就是說，較短的片式電弧加熱器在高氣壓下運行也能獲得較大功率。電場強度在入口段最大并沿軸線方向逐漸減小，這就造成入口段壓縮片絕緣不足，高氣壓運行時易出現(xiàn)表面爬弧或擊穿現(xiàn)象。若擊穿嚴重則必須緊急停車，不僅試驗失敗，還需更換損壞的部件。

圖6 壓力對壁面熱流影響Fig.6 Effect of pressure on wall heat flux

圖8 壓力對電場強度的影響Fig.8 Effect of pressure on electric intensity

2 試驗裝置及測試方法

高氣壓運行探索性試驗裝置利用CARDC現(xiàn)有的片式電弧加熱器進行局部改進和提升（如改進密封結(jié)構(gòu)、加強連接強度、采用不易變形的絕緣材料等）。組裝后先開展逐步升壓的靜態(tài)充氣試驗，在充壓11.00 MPa時靜止10 min，無泄漏無壓降之后才開始探索性試驗。探索性試驗使用的噴管喉道直徑為20 mm。根據(jù)探索性試驗結(jié)果，再對電弧加熱器進行升級大改造，組裝一套全新裝置來開展改進試驗。在進行改進試驗時，同樣需先完成靜態(tài)充氣試驗，使用的噴管喉道直徑主要有3種，分別為20、30和40 mm。

氣流總焓測量采用聲速流法[22]，即測量電弧加熱器的噴管喉道面積、弧室壓力及氣流流量，并以式（14）計算一維平衡流條件下氣流的總焓：

式中，Aeff為噴管喉道有效面積。

為保證測量結(jié)果的可靠性，噴管喉道有效面積采用冷氣流標定。在電弧加熱器后電極底部開取一個測壓小孔，用水冷紫銅管連接壓力傳感器來測量弧室壓力。氣體流量采用供氣管路上安裝的艾默生DH150質(zhì)量流量計進行測量，該流量計經(jīng)中國測試技術(shù)研究院校準，其示值誤差小于0.2‰。

為獲得更多的設備運行信息，本文還測量了電弧加熱器內(nèi)表面的熱流。測量位置靠近氣流出口，與前電極相鄰。通過測量流經(jīng)壓縮片的冷卻水流量和溫升，計算出冷卻水帶走的熱量，再利用壓縮片的受熱面積得到該狀態(tài)下的內(nèi)表面熱流。

3 探索性試驗及關(guān)鍵部件升級

3.1 探索性試驗及結(jié)果

開展探索性試驗時，電弧電流設定為1 700 A，通過逐步增大氣流流量的方式進行增壓。在試驗中先設置一個短的增壓時間（如6 s），該增壓時間內(nèi)，既可使設備達到穩(wěn)定運行狀態(tài)（即弧室壓力和熱交換達到了穩(wěn)定值），又要足夠短，以延長電極壽命，降低運行失敗導致電弧加熱器整體損毀的可能性。試驗有效實現(xiàn)后，再加長增壓時間以評估驗證加熱器的可靠性。

熱態(tài)開車的弧室壓力從2.00 MPa逐步升高，運行壓力超過7.00 MPa后，壓縮片內(nèi)表面會覆蓋突起于表面且易脫落的黑色物質(zhì)。噴管口可明顯看到高溫氧化痕跡，噴管內(nèi)壁覆蓋了大量黑色物質(zhì)（圖9）。采用掃描電子顯微鏡對黑色物質(zhì)進行分析，其主要成分為Cu、O，含有微量Fe元素。這證實了電弧加熱器內(nèi)表面會產(chǎn)生大量固體銅氧化合物的判斷，而Fe元素主要來自于引弧絲。由此可知，氣流中固體顆粒物很多、污染嚴重，不利于防熱試驗開展。

圖9 試驗后的噴管Fig.9 Nozzle after test

當運行壓力達到8.00 MPa，靠近出口端的幾片壓縮片被燒穿，導致緊急停車。未燒穿的壓縮片內(nèi)壁也都出現(xiàn)凹陷，不能再循環(huán)使用。從現(xiàn)場看，壓縮片被燒穿位置的冷卻水出水管也被燒穿，此處的冷卻水溫升最高，測得此時壓縮片的壁面熱流為34.6 MW/m2。對這一狀態(tài)進行內(nèi)流模擬計算，得到壁面熱流為37.6 MW/m2，與試驗偏差約8%。

高氣壓運行時，靠近后電極的壓縮片外部可觀察到放電，其位置與數(shù)值模擬中電場強度最大的位置一致。根據(jù)記錄對比發(fā)現(xiàn)，由于燒蝕加劇，電極變形，高氣壓試驗中電極使用的次數(shù)明顯減少，亟待對高氣壓電極進行升級。

3.2 結(jié)果分析

從試驗結(jié)果可以看出，數(shù)值模擬的結(jié)果和試驗實測的結(jié)果吻合較好。建立的片式電弧加熱器內(nèi)流分析方法可以預估片式電弧加熱器的運行參數(shù)，用于指導確定滿足試驗需求的電弧加熱器配置（如口徑、長徑比、電流大小等）。片式電弧加熱器若要運行于更高氣壓之下，就需研制能同時承受高氣壓和高熱流的壓縮片，提高其熱交換、動態(tài)承壓、承載片間電壓等能力，克服弧根移動引起的串弧，延長電極、噴管等部件的使用時間。

壓縮片內(nèi)殼材料為TU1，壁厚5 mm，當壁面熱流為34.6 MW/m2時，內(nèi)殼氣壁和液壁溫差高達450 ℃。而TU1在260 ℃就開始軟化，超過450 ℃其表面氧化就十分迅速，會產(chǎn)生大量的固體氧化物。出口端壓縮片因無法承受過高熱流而燒穿，其余未燒穿壓縮片則內(nèi)壁凹陷，說明其已被退火軟化、強度下降。內(nèi)壁凹陷會壓縮水流通道空間，惡化冷卻效果。若增加內(nèi)壁厚度來提高承壓能力，則會加大壁面的溫度差，無法解決實際問題。

由于傳進噴管喉道的熱流正比于運行壓力，為預防噴管在高氣壓下運行時失效，需開展新的冷卻技術(shù)研究。為達到滿意的設計結(jié)果，應研究噴管內(nèi)表面噴涂、噴管材料改進、噴管內(nèi)壁的背面冷卻改進（如過冷強迫對流和核沸騰換熱）等。

3.3 關(guān)鍵部件升級

根據(jù)探索性試驗的結(jié)果和分析，對壓縮片、電極和噴管等關(guān)鍵部件進行了升級。

3.3.1 壓縮片

由3.2節(jié)可知，高氣壓壓縮片內(nèi)壁厚度需減小，才能在高氣壓高熱流運行狀態(tài)下使用。減小壓縮片的整體厚度，可提高強度、減小單件的受熱面積、降低片間的電位降。本文從冷卻水道、內(nèi)殼材料、內(nèi)外殼配合方式、焊接工藝及內(nèi)表面防護等方面進行了研究，最后將高氣壓壓縮片厚度減小了三分之一，采用CrZrCu（C18150）制作內(nèi)殼，使內(nèi)壁壁厚大幅減小。為減少表面氧化和熱量損失，對比了表面鍍鉻、以冶金方法燒結(jié)一層超級合金、電弧噴涂NiCrAlY薄層等工藝方法，最終選定在高氣壓壓縮片內(nèi)表面噴涂NiCrAlY薄層。

高氣壓運行對結(jié)構(gòu)強度、壓縮片間密封絕緣要求很高。在研制高氣壓壓縮片提高耐壓強度的基礎(chǔ)上，還采取了以下措施：加寬密封絕緣件，提高高壓密封效果；加厚絕緣件，提高片間承載電壓能力；采用圓滑片間迷宮式氣道的邊角配合，降低片間串弧幾率；采用模塊化組裝結(jié)構(gòu)，提高整體結(jié)構(gòu)的耐壓可靠性。

3.3.2 高電壓電極

高氣壓運行的片式電弧加熱器的電極采用了傳統(tǒng)電磁線圈加高電壓水冷夾層結(jié)構(gòu)的形式。電極內(nèi)殼是電弧放電的工作點，弧根處的燒蝕速率決定了電極使用壽命的長短，此外，其使用壽命還受到材料和結(jié)構(gòu)的影響。

3.3.2.1 電極內(nèi)殼材料

大功率電弧加熱器的電極因?qū)щ娦?、導熱性和熱韌性的要求，銅合金材料為首選。合金材料中各元素及其比例不同，性能也有所不同。綜合對比分析各種銅合金后，選擇了彌散強化氧化鋁銅、鉻鋯銅和純銅TU1等材料開展試驗研究。

彌散強化氧化鋁銅材料具有抗軟化（軟化溫度≥900 ℃）、耐磨、耐燒蝕、使用壽命長（作為常規(guī)電極材料使用，其壽命是普通鉻鋯銅的5倍以上）等優(yōu)點。牌號C15710的氧化鋁銅材料導電率高、氧化鋁含量低，使用該材料加工電極內(nèi)殼進行試驗。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，加工為筒狀翅片冷卻結(jié)構(gòu)的內(nèi)殼無法適應電弧加熱器冷熱驟變的應力變化環(huán)境，使用兩次后就出現(xiàn)了大面積開裂。由此推斷，目前通用的彌散強化氧化鋁銅不適合加工為加熱器電極內(nèi)殼。降低氧化鋁含量的氧化鋁彌散銅材料是否可應用于加熱器，還需定制材料再開展研究。

牌號C18150的鉻鋯銅具有較好的導電性、導熱性、抗裂性，硬度高，軟化溫度較高（≥550 ℃）。加工為內(nèi)殼后，與無氧銅材料（TU1）內(nèi)殼比較無明顯差異，但產(chǎn)生的氧化物顆粒較大，在后電極使用時氧化物不易吹離，對電極與壓縮片間的絕緣會造成一定影響。

TU1純銅為常用電極材料，相比前兩種材料，其導電性、導熱性、韌性更好，但硬度和軟化溫度（≥260 ℃）相對低一些，抗燒蝕能力差一些。因其試驗結(jié)果與前兩種材料相差不大，且高氣壓高溫條件下的結(jié)構(gòu)強度問題又能通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化來解決，所以最終選定以 TU1 銅材制作高電壓電極內(nèi)殼。

3.3.2.2 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

為使熱交換良好，就需減小電極內(nèi)壁的壁厚，但這會帶來強度變差、可燒蝕厚度減小等問題，因此結(jié)構(gòu)優(yōu)化極其重要。高電壓電極結(jié)構(gòu)優(yōu)化主要從增強換熱和提高結(jié)構(gòu)強度兩方面入手。在電極內(nèi)殼內(nèi)徑不變的情況下，增強換熱效果主要通過增大換熱面積實現(xiàn)。若肋條高度較矮、換熱面積較小，雖然有利于提高流速，卻不利于增強換熱，且隨著內(nèi)殼燒蝕變薄，結(jié)構(gòu)強度也會變差，弧根燒蝕位置容易變形。若電極內(nèi)殼長度大于250 mm，受熱會使長度方向變形較大，不利于自由端的高壓冷卻水密封，影響高氣壓使用效果。因此，對電極內(nèi)殼進行了如下優(yōu)化：1）短化。在滿足外殼結(jié)構(gòu)強度以及水冷勵磁線圈安裝位置的前提下，盡可能縮短長度（最終方案長度縮短一半，內(nèi)腔受熱面積相應減少一半）。2）強化換熱結(jié)構(gòu)。針對高氣壓、高溫使用要求，去掉了傳統(tǒng)的夾水套，采用翅片肋條加隔水板的方式（圖10），增加肋條高度，減小水道寬度，增加水道數(shù)量，大大提高了結(jié)構(gòu)強度及換熱面積，同時還節(jié)約了材料，延長了使用壽命。

圖10 電極內(nèi)殼結(jié)構(gòu)示意圖Fig.10 Schematic diagram of inner shell of electrode

內(nèi)殼靠近弧根的端面采用卡扣式結(jié)構(gòu)，將內(nèi)殼與不銹鋼外殼相互扣緊，用結(jié)構(gòu)約束來限制內(nèi)殼熱變形，并把水冷腔密封面外延至氣腔外，防止冷卻水漏入電弧加熱器內(nèi)部造成災難性的串弧。

3.3.3 噴管和隔離裝置

噴管喉道部位熱流很高，為保證噴管能在高氣壓下運行，對噴管內(nèi)壁進行了鍍硬鉻改進。提高運行壓力需要加大氣流流量，而大流量運行時，電弧根易脫離電極進入電極與噴管或電極與壓縮片的結(jié)合部，這些位置的冷卻受限，很容易導致相鄰器件燒毀。因此嘗試在后電極與后頂蓋、前電極與噴管之間都增加有進氣孔的水冷隔離片。此外，在電極與水冷隔離片之間安裝絕緣環(huán)和進氣環(huán)，也能起到絕緣隔離的作用。

4 改進后運行試驗及結(jié)果

改進完成后，按照迭代分析、模擬、設計和試驗的流程，開展了片式電弧加熱器高氣壓運行研究。

大功率片式電弧加熱器的電弧通道由數(shù)百件帶獨立冷卻的壓縮片疊加裝配而成。片與片之間都要通入高壓空氣，一為壓縮電弧，二為保護壓縮片。出于電弧控制的需要，電弧加熱器片間的進氣量不能平均分配。高氣壓試驗過程中，需反復調(diào)整壓縮片間進氣量分布，以克服高氣壓運行帶來的易串弧問題；需反復調(diào)節(jié)電極外線圈磁場的強度，維持電弧穩(wěn)定，減少弧根燒蝕。

升級后的片式電弧加熱器熱態(tài)試驗仍然從低壓運行開始，逐步提高電弧電流和氣體流量，以提升功率和運行總壓。先逐步增壓直至失效，再對缺陷進行補充分析和重新設計，然后重新試驗，最終運行壓力達到10.20 MPa。試驗發(fā)現(xiàn)，開車過程中流場的固體顆粒物明顯減少。從圖11中也可以看到，噴管內(nèi)壁鍍硬鉻后，產(chǎn)生的氧化物也明顯減少。

圖11 噴管內(nèi)部試驗前后Fig.11 Nozzle internal before and after test

經(jīng)多次試驗發(fā)現(xiàn)：壓縮片表面無明顯變形，表面的黑色物質(zhì)較少；電極的燒損情況良好；采用隔離措施后，明顯減小了電極端面的燒損，相鄰的壓縮片也未再出現(xiàn)燒毀現(xiàn)象。

電弧加熱器的性能好壞取決于能否在高電流密度和高弧室壓力下運行[2]。因此，對高氣壓運行的片式電弧加熱器開展了大電流運行研究，檢驗其對高電流密度的承受能力，分析單電極在大電流下的燒損特性。大電流的優(yōu)勢是在大氣流流量下也可獲得較高的氣流焓值。綜合熱態(tài)試驗結(jié)果得到的典型運行參數(shù)如表2所示（需要指出的是，表中不同車次的噴管喉道尺寸有所不同）。采用逐步增大電流和氣流流量的方法開展試驗，電弧電流最終達到5 200 A。該狀態(tài)下氣流焓值大于16 MJ/kg，運行功率超過60 MW，單次穩(wěn)態(tài)運行超過了30 s。該狀態(tài)下數(shù)十次的運行表明：電弧加熱器狀態(tài)穩(wěn)定，電極燒損速率正常。

表2 典型車次的參數(shù)表Table 2 Operation parameters of the arc heater

5 結(jié)束語

為拓展片式電弧加熱器的性能和試驗參數(shù)范圍，本文開展了耦合電場的片式電弧加熱器內(nèi)流模擬方法研究，并對片式電弧加熱器進行了升級改造和高氣壓試驗研究。升級后的片式電弧加熱器不僅可以高總壓運行，還可以大電流運行，能同時獲得大功率和高焓值。試驗中，最高運行壓力突破了10 MPa，單電級最大運行電弧電流超過了5 000 A，最大功率超過了60 MW。該片式電弧加熱器運行參數(shù)范圍寬、運行穩(wěn)定可靠，可在我國高超聲速飛行器熱防護與熱結(jié)構(gòu)研制中發(fā)揮重要的作用。與國外同類設備的最高運行壓力參數(shù)相比，該加熱器還有一定差距，尚需進一步開展研究。