劉海涌，劉朝陽(yáng)，劉存良

(1.第二炮兵工程大學(xué) 動(dòng)力工程系，西安　710025；2.西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院，西安　710072；3.第二炮兵駐中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院軍事代表室，西安　710025)

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氣凝膠夾芯金屬熱防護(hù)結(jié)構(gòu)換熱特性的實(shí)驗(yàn)研究

劉海涌1, 2，劉朝陽(yáng)3，劉存良2

(1.第二炮兵工程大學(xué) 動(dòng)力工程系，西安710025；2.西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院，西安710072；3.第二炮兵駐中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院軍事代表室，西安710025)

根據(jù)飛行器熱防護(hù)系統(tǒng)設(shè)計(jì)需求，建立了氣凝膠夾芯金屬熱防護(hù)結(jié)構(gòu)(TPS)的實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，考慮了多層絕熱層、空腔、功能層排列方式的影響，在熱端溫度為773 K和1 073 K兩種熱邊界條件下，開(kāi)展非穩(wěn)態(tài)熱沖擊實(shí)驗(yàn)研究。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，承載層的溫度變化規(guī)律主要由溫度邊界條件決定，實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛢?nèi)部結(jié)構(gòu)的變化對(duì)其沒(méi)有明顯影響；氣凝膠絕熱層的熱防護(hù)效果明顯，其變化對(duì)金屬TPS結(jié)構(gòu)的換熱特性具有決定性的影響；在本文的實(shí)驗(yàn)溫度范圍內(nèi)，空腔內(nèi)的換熱與相同厚度的低溫絕熱層的熱傳導(dǎo)能力相當(dāng)；處于實(shí)驗(yàn)室大氣環(huán)境的底層板的熱邊界條件接近于絕熱壁面。實(shí)驗(yàn)結(jié)果可為金屬TPS結(jié)構(gòu)內(nèi)的主動(dòng)冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考，也可為相關(guān)數(shù)值模擬研究提供邊界條件或驗(yàn)證數(shù)據(jù)。

氣凝膠；熱防護(hù)系統(tǒng)；熱沖擊；絕熱層；換熱特性

0　引言

熱防護(hù)系統(tǒng)(TPS)是高超聲速飛行器設(shè)計(jì)與制造的關(guān)鍵技術(shù)之一，必須采用合理的熱防護(hù)材料和結(jié)構(gòu)，以保證高超聲速飛行器安全可靠工作[1]。金屬TPS作為大面積熱防護(hù)結(jié)構(gòu)，具有韌性高、耐沖擊性強(qiáng)、更換安裝方便和易于一體化設(shè)計(jì)等優(yōu)點(diǎn)，已成為大面積熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的重點(diǎn)研究?jī)?nèi)容之一[2]。國(guó)內(nèi)已經(jīng)開(kāi)展有關(guān)金屬TPS的相關(guān)研究工作。閆長(zhǎng)海、李東輝和李道奎等對(duì)金屬熱防護(hù)系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)熱性能和瞬態(tài)換熱模型開(kāi)展了研究[3-6]，檢驗(yàn)了數(shù)值模擬方法，并建立了科學(xué)的熱分析模型。李崇俊等對(duì)航天飛行器熱防護(hù)系統(tǒng)技術(shù)進(jìn)行了綜合研究[7]，指出碳?xì)饽z填充新型熱防護(hù)結(jié)構(gòu)在高溫?zé)岱雷o(hù)材料方面具有重要的實(shí)際應(yīng)用價(jià)值，可作為薄殼TPS應(yīng)用于高超聲速飛行器機(jī)身及發(fā)動(dòng)機(jī)中。劉斌等通過(guò)數(shù)值模擬方法對(duì)高超聲速飛行器大面積TPS隔熱氈內(nèi)的傳熱特性進(jìn)行了研究[8]，分析其結(jié)構(gòu)內(nèi)導(dǎo)熱與輻射的復(fù)合換熱問(wèn)題，以及溫度和壓力對(duì)傳熱機(jī)制的影響，并得到了有效導(dǎo)熱系數(shù)。侯玉柱等對(duì)高超聲速飛行器TPS進(jìn)行了瞬態(tài)熱實(shí)驗(yàn)研究[9]，實(shí)時(shí)測(cè)量TPS結(jié)構(gòu)表面的熱流值和溫度, 獲取了熱流曲線和溫度曲線。解維華等研究了金屬TPS邊緣縫隙輻射和支架兩大熱短路問(wèn)題[10]，指出支架處熱短路現(xiàn)象明顯, 實(shí)驗(yàn)中支架引發(fā)的熱短路溫差高達(dá)50 K，在773 K以上輻射換熱在縫隙寬度超過(guò)3 mm時(shí)，即成為內(nèi)部傳熱的主導(dǎo)機(jī)制。李廣德等研究了蓋板式陶瓷TPS的傳熱性能[11]，分析了隔熱層的物性參數(shù)、厚度尺寸、相變層的種類(lèi)及位置等因素對(duì)熱防護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)傳熱性能的影響，指出相變材料的引入能夠明顯改善熱防護(hù)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的傳熱性能。劉雙對(duì)發(fā)汗式主動(dòng)冷卻金屬熱防護(hù)系統(tǒng)主動(dòng)冷卻進(jìn)行了研究[12]，結(jié)果表明，采用發(fā)汗冷卻方法，可明顯延緩蒙皮材料升溫過(guò)程。部分文獻(xiàn)還對(duì)金屬TPS熱應(yīng)力開(kāi)展了相關(guān)研究[13-14]。

為進(jìn)一步掌握金屬TPS結(jié)構(gòu)的換熱特性，掌握其內(nèi)部結(jié)構(gòu)變化對(duì)熱防護(hù)性能的影響，探索在該結(jié)構(gòu)內(nèi)設(shè)計(jì)主動(dòng)冷卻結(jié)構(gòu)的方法和途徑。本文建立了不同結(jié)構(gòu)的氣凝膠夾芯金屬TPS結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，并開(kāi)展熱沖擊實(shí)驗(yàn)研究。實(shí)驗(yàn)中，設(shè)計(jì)了與數(shù)值模擬邊界條件相類(lèi)似的熱邊界條件，便于選取實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)作為數(shù)值計(jì)算的邊界條件加以運(yùn)用，或在兩者之間進(jìn)行可靠地對(duì)比分析。實(shí)驗(yàn)件綜合考慮了多層絕熱層、空腔和功能層排列方式的影響，獲取了結(jié)構(gòu)不同位置的溫度-時(shí)間響應(yīng)特性規(guī)律，為改進(jìn)和完善金屬TPS結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)方法與實(shí)驗(yàn)手段積累經(jīng)驗(yàn)。

1　實(shí)驗(yàn)裝置與測(cè)量方法

如圖1(a)所示，建立了氣凝膠夾芯金屬TPS簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)的標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)件。在實(shí)驗(yàn)件模型中，其上層為承載層，材質(zhì)為高溫耐熱合金(GH3044)；中間為絕熱層，由1層耐高溫氣凝膠(GR1008)和2層耐低溫氣凝膠(DR0610)組成；底層為航空鋁合金(2A12)。各功能層由高溫耐熱合金沉頭螺栓(GH3044)連接，并通過(guò)相同材料的緊固件固定。沉頭螺栓和緊固件與底層板間通過(guò)氣凝膠墊圈進(jìn)行隔熱。金屬TPS標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)件為300 mm×300 mm的方形結(jié)構(gòu)，其中上層板厚度為2 mm，高溫絕熱層厚度為9 mm，低溫絕熱層厚度為14 mm，底層板厚度為3 mm。連接件的通孔間距為220 mm，通孔直徑為10 mm，沉頭直徑為14.5 mm。各功能層的具體材料、幾何參數(shù)和耐熱性能等參數(shù)見(jiàn)圖1和表1。

(a)TPS標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)件結(jié)構(gòu)與各功能層材料

(b)TPS標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)件結(jié)構(gòu)尺寸與熱電偶相對(duì)位置

(c)熱電偶測(cè)點(diǎn)分布

功能層長(zhǎng)度/mm寬度/mm厚度/mm材料耐熱/℃承載層3003002GH30441000高溫絕熱層3003009GR1008800低溫絕熱層3003007×2DR0610600底層30030032A12350連接件220(孔間距)220(孔間距)10(直徑)GH30441000

在標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)件的基礎(chǔ)上，為進(jìn)一步探索氣凝膠夾芯金屬TPS結(jié)構(gòu)的換熱特性及主動(dòng)冷卻結(jié)構(gòu)的冷卻潛力，本研究又發(fā)展了4種實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)，具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。

表2　不同實(shí)驗(yàn)件的具體結(jié)構(gòu)尺寸

各實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)中承載層金屬板、高溫絕熱層和底層金屬板為通用結(jié)構(gòu)，其主要區(qū)別體現(xiàn)在低溫絕熱層的設(shè)置中，具體體現(xiàn)在：TPS-01為標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)件，含2層共14 mm的低溫絕熱層，不含空腔；TPS-02含1層7 mm的低溫絕熱層，不含空腔；TPS-03含1層7 mm的低溫絕熱層，低溫絕熱層下方為7 mm的空腔；TPS-04含1層7 mm的低溫絕熱層，高溫絕熱層上方為7 mm的空腔；TPS-05不含低溫絕熱層，不含空腔。空腔通過(guò)板四周20 mm寬的DR0610密封條進(jìn)行密封，防止實(shí)驗(yàn)件內(nèi)外部空氣流通。

與標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)件相比，TPS-02和TPS-05的低溫絕熱層厚度發(fā)生了變化，其主要設(shè)計(jì)目的為研究絕熱層厚度變化對(duì)金屬TPS溫度-時(shí)間響應(yīng)特性的影響，探索適合的絕熱層材料和厚度的搭配方案。TPS-03和TPS-04減小了低溫絕熱層厚度，增加了空腔，其主要設(shè)計(jì)目的為研究?jī)?nèi)部空腔對(duì)金屬TPS傳熱特性的影響，了解輻射換熱的作用，為今后在該結(jié)構(gòu)中引入強(qiáng)化對(duì)流、射流沖擊等主動(dòng)冷卻方法進(jìn)行相關(guān)探索。

實(shí)驗(yàn)中，響應(yīng)溫度由熱電偶進(jìn)行測(cè)量。為掌握實(shí)驗(yàn)件不同厚度位置和不同功能層中溫度隨時(shí)間的變化規(guī)律，分別在實(shí)驗(yàn)件中設(shè)置了3層共12個(gè)熱電偶采集溫度數(shù)據(jù)。如圖1(b)和圖1(c)所示，1～4號(hào)熱電偶貼敷于承載層的高溫耐熱合金板內(nèi)側(cè)，其中1號(hào)熱電偶位于連接件通孔與承載層金屬板幾何中心點(diǎn)的連線上，距離連接件通孔中心10 mm，2號(hào)熱電偶位于3號(hào)熱電偶與連接件通孔中間，3號(hào)熱電偶位于兩連接件通孔間中心位置，4號(hào)熱電偶位于承載層金屬板幾何中心位置。通過(guò)上述熱電偶布置方式，既可了解貫穿通孔連接實(shí)驗(yàn)件高溫端和低溫端的連接件對(duì)實(shí)驗(yàn)件內(nèi)部溫度場(chǎng)的影響，也可掌握實(shí)驗(yàn)件相同層面不同位置處的溫度變化規(guī)律和內(nèi)部溫度均勻度。5～8號(hào)熱電偶設(shè)置于高溫絕熱層和低溫絕熱層之間，其平面設(shè)置位置與1～4號(hào)熱電偶相類(lèi)似。按同樣的布置方式，9～12號(hào)熱電偶則貼敷于底層金屬板內(nèi)側(cè)。實(shí)驗(yàn)中，所采用熱電偶為NiCr-NiSi熱電偶，直徑0.1 mm，測(cè)量溫度范圍為0～900 ℃，精度 0.75%。

金屬TPS實(shí)驗(yàn)件溫度-時(shí)間響應(yīng)實(shí)驗(yàn)在高溫?zé)釠_擊實(shí)驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行。如圖2所示，高溫?zé)釠_擊實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要包括溫度控制柜、加熱室、保溫室、探測(cè)通道、信號(hào)轉(zhuǎn)化器和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。其工作過(guò)程為：首先，在溫度控制柜設(shè)置目標(biāo)溫度和加熱時(shí)長(zhǎng)，溫度控制柜根據(jù)目標(biāo)溫度向加熱室發(fā)出升溫指令，同時(shí)通過(guò)反饋信號(hào)監(jiān)控加熱室內(nèi)的實(shí)時(shí)溫度；當(dāng)其溫度達(dá)到實(shí)驗(yàn)需求時(shí)，控制柜通過(guò)可控硅電源加熱控制器調(diào)節(jié)加熱室的功率，使溫度穩(wěn)定在目標(biāo)溫度。實(shí)驗(yàn)件的設(shè)置方式如圖3所示。實(shí)驗(yàn)件放置在保溫室中，承載層向下靠近熱源，底層板向上接觸大氣環(huán)境，實(shí)驗(yàn)件四周通過(guò)氧化鋯和耐火保溫磚進(jìn)行密封，消除與外界環(huán)境的熱交換，實(shí)驗(yàn)開(kāi)始時(shí)，實(shí)驗(yàn)件處于伴隨加熱狀態(tài)；測(cè)量響應(yīng)溫度的熱電偶，通過(guò)探測(cè)通道連接在信號(hào)放大與轉(zhuǎn)換器上，從信號(hào)放大與轉(zhuǎn)換器上輸出的溫度數(shù)據(jù)由終端的工控機(jī)進(jìn)行采集。實(shí)驗(yàn)臺(tái)的最高溫度上限為1 000 ℃，升溫速率為10 ℃/s，溫度穩(wěn)定時(shí)間不超過(guò)1 min。

2　實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

2.1基本溫度變化規(guī)律分析

圖4給出了實(shí)驗(yàn)件TPS-01不同位置溫度隨時(shí)間的變化規(guī)律。其中，Cs-1～Cs-4為1～4號(hào)熱電偶的測(cè)量結(jié)果，監(jiān)控承載板內(nèi)側(cè)溫度變化；Is-1～I(xiàn)s-4為5～8號(hào)熱電偶的測(cè)量結(jié)果，監(jiān)控絕熱層內(nèi)溫度變化；Bs-1～Bs-4為9～12號(hào)熱電偶的測(cè)量結(jié)果，監(jiān)控底層板內(nèi)側(cè)溫度變化。承載層與熱源接觸，底層金屬板外表面與大氣環(huán)境接觸。實(shí)驗(yàn)中，對(duì)環(huán)境溫度也進(jìn)行了實(shí)時(shí)監(jiān)控，環(huán)境溫度為293 K。實(shí)驗(yàn)?zāi)M等溫?zé)徇吔鐥l件，熱端溫度邊界條件為773 K，實(shí)驗(yàn)時(shí)間為1 800 s。

從圖4可看出，隨著承載層外壁面加熱開(kāi)始，承載層溫度迅速上升，在200 s內(nèi)上升至800 K，此后溫度開(kāi)始回落，在400 s時(shí)降低到773 K左右，并一直保持該溫度水平。實(shí)驗(yàn)開(kāi)始時(shí)，實(shí)驗(yàn)件在保溫室中處于伴隨加熱狀態(tài)，而可控硅電源加熱控制器在加熱室達(dá)到目標(biāo)溫度后，進(jìn)行動(dòng)態(tài)降低電壓的移相觸發(fā)加熱，將加熱室溫度控制在目標(biāo)溫度。因此，受伴隨加熱時(shí)吸收的額外熱量影響，承載層溫度在加熱初始階段會(huì)超過(guò)預(yù)設(shè)溫度。由實(shí)驗(yàn)結(jié)果可看出，伴隨加熱的影響僅出現(xiàn)在加熱初始階段，時(shí)間短且吸收熱量少，對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果影響很小。測(cè)量承載板溫度變化的4個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)Cs-1～Cs-4的測(cè)量數(shù)據(jù)都較為接近，僅處于中心位置的Cs-4點(diǎn)的溫度在初始階段相對(duì)較低。在剛開(kāi)始加熱的100 s內(nèi)，絕熱層內(nèi)部Is-1～I(xiàn)s-4點(diǎn)的溫度變化并不明顯，溫度上升幅度不超過(guò)12 K。該現(xiàn)象表明，在這段時(shí)間內(nèi)，外部熱邊界條件的變化還未影響到該位置。從約150 s后，Is-1～I(xiàn)s-4監(jiān)控點(diǎn)的測(cè)量溫度開(kāi)始迅速上升，至1 800 s時(shí)，各點(diǎn)溫度均上升至約640 K。位于底層板的Bs-1～Bs-4監(jiān)控點(diǎn)的測(cè)量溫度隨加熱時(shí)間增加而緩慢升高，其溫度上升過(guò)程呈近線性變化規(guī)律，至1 800 s時(shí)，各點(diǎn)溫度上升幅度不超過(guò)60 K，且變化規(guī)律非常一致。上述結(jié)果表明，絕熱層的熱防護(hù)作用極為突出，可有效阻擋熱量由承載層向底層一側(cè)傳輸。

圖2　熱沖擊實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)簡(jiǎn)圖

圖3　實(shí)驗(yàn)件與儀器設(shè)備圖

圖4　標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)件TPS-01各監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度變化規(guī)律(773 K)

2.2絕熱層厚度對(duì)溫度變化規(guī)律的影響

圖5給出了實(shí)驗(yàn)件TPS-02和TPS-05實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

(a)TPS-02

(b)TPS-05

與標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)件TPS-01相比，實(shí)驗(yàn)件TPS-02絕熱層中低溫氣凝膠厚度減少了7 mm，而實(shí)驗(yàn)件TPS-05絕熱層中不含低溫氣凝膠。由實(shí)驗(yàn)結(jié)果可看出，隨著承載層外壁面加熱開(kāi)始，上述2種實(shí)驗(yàn)件中外層金屬板溫度迅速上升，并很快穩(wěn)定在767 K，Cs-1～Cs-4監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度變化規(guī)律都與TPS-01的非常類(lèi)似。在實(shí)驗(yàn)件TPS-02中，Is-1～I(xiàn)s-4監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度在實(shí)驗(yàn)開(kāi)始約100 s后開(kāi)始迅速升高，其升溫速率略高于TPS-01，但最終穩(wěn)定溫度較低，平均為596 K；在底層位置，Bs-1～Bs-4監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度在前150 s內(nèi)保持為環(huán)境溫度，在300～900 s間有一段近線性的較快升溫過(guò)程，隨后溫度上升趨緩，并最終達(dá)到約384 K，均高于標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)件中相應(yīng)點(diǎn)的溫度。實(shí)驗(yàn)件TPS-05實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)中不包含絕熱層之間Is-1～I(xiàn)s-4監(jiān)測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)。由Bs-1～Bs-4監(jiān)測(cè)點(diǎn)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果可看出，由于絕熱層進(jìn)一步減小，底層金屬板在實(shí)驗(yàn)開(kāi)始后約100 s即開(kāi)始升溫，且呈現(xiàn)前期較快而后期較慢的溫度上升過(guò)程，最終穩(wěn)定溫度約為432 K，明顯高于實(shí)驗(yàn)件TPS-01和實(shí)驗(yàn)件TPS-02的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

以上結(jié)果表明，實(shí)驗(yàn)件中絕熱層厚度的減小沒(méi)有對(duì)外層金屬板溫度變化規(guī)律產(chǎn)生影響，但會(huì)減小外壁面與內(nèi)壁面間的熱阻，使絕熱層內(nèi)部和結(jié)構(gòu)底層溫度上升速率提高，同時(shí)使底層板溫度升高。尤其是當(dāng)絕熱層厚度減小到9 mm時(shí)，底層板溫度上升至超過(guò)400 K，已經(jīng)接近450 K的安全溫度。

2.3內(nèi)部空腔對(duì)溫度變化規(guī)律的影響

圖6給出了實(shí)驗(yàn)件TPS-03和TPS-04的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。與標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)件TPS-01相比，實(shí)驗(yàn)件TPS-03中底層板上方有7 mm的空腔，實(shí)驗(yàn)件TPS-04中承載板下方有7 mm的空腔。與圖中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比，上述兩實(shí)驗(yàn)件承載層溫度隨時(shí)間的變化規(guī)律沒(méi)有明顯變化。在實(shí)驗(yàn)件TPS-03中，Is-1～I(xiàn)s-4監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度變化規(guī)律區(qū)別較大。距離螺栓最近的Is-1監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度上升最為迅速，但最終升溫幅度較低。其他3點(diǎn)溫度上升速率較慢，但升溫幅度較高。絕熱層內(nèi)4個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的平均溫度為574 K，低于工況TPS-01和TPS-02工況中的相應(yīng)值。底層板中Bs-1～Bs-4監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度變化趨勢(shì)較為平緩，至1 800 s時(shí)，最高升溫幅度為84 K，上升幅度高于工況TPS-01，低于工況TPS-02。在實(shí)驗(yàn)件TPS-04中，Is-1～I(xiàn)s-4監(jiān)測(cè)點(diǎn)的升溫速率略高于TPS-03，最終溫度約為611 K，高于工況TPS-02和TPS-03的相應(yīng)值。與實(shí)驗(yàn)件TPS-03對(duì)比，Bs-1～Bs-4監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度變化規(guī)律沒(méi)有明顯變化，最終溫度與TPS-03工況非常接近。上述實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在本實(shí)驗(yàn)的溫度范圍內(nèi)，空腔內(nèi)的輻射換熱作用稍弱于相同厚度的低溫絕熱層內(nèi)的熱傳導(dǎo)作用，未對(duì)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度變化規(guī)律產(chǎn)生影響。

(a)TPS-03

(b)TPS-04

2.4溫度邊界條件對(duì)溫度變化規(guī)律的影響

圖7給出了熱端溫度邊界條件為1 073 K時(shí)，實(shí)驗(yàn)時(shí)間1 800 s內(nèi)各實(shí)驗(yàn)件內(nèi)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度變化規(guī)律。由實(shí)驗(yàn)結(jié)果可看出，在更高的溫度邊界條件下，實(shí)驗(yàn)臺(tái)余熱加熱現(xiàn)象有所緩解，溫度穩(wěn)定時(shí)間縮短，各實(shí)驗(yàn)件中Cs-1～Cs-4監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度在接近150 s時(shí)，即已達(dá)到峰值溫度。在絕熱層內(nèi)，Is-1～I(xiàn)s-4監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度變化規(guī)律未發(fā)生明顯變化。對(duì)于底層板，實(shí)驗(yàn)件TPS-02、TPS-03和TPS-04中，Bs-1～Bs-4監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度變化過(guò)程與最終溫度都非常接近。實(shí)驗(yàn)件TPS-05的底層板溫度已經(jīng)到達(dá)550 K，超過(guò)了安全溫度。文獻(xiàn)[4]采用數(shù)值計(jì)算方法，對(duì)金屬TPS空腔中的空氣對(duì)流換熱影響進(jìn)行了計(jì)算。

結(jié)果表明，即使在最易發(fā)生自然對(duì)流的300°狀態(tài)下，空氣也未出現(xiàn)明顯對(duì)流，空氣層換熱仍可作為純導(dǎo)熱處理。在本文的實(shí)驗(yàn)結(jié)果中，空腔層也未出現(xiàn)因自然對(duì)流引起的明顯的強(qiáng)化換熱現(xiàn)象。

(a)TPS-01　　　　(b)TPS-02　　　　(c)TPS-03

(d)TPS-04　　　(e)TPS-05

3　結(jié)論

(1)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ途o固件與底層板間未發(fā)生熱短路，空腔密封良好，在本文研究范圍內(nèi)，僅有9 mm氣凝膠絕熱層的實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ筒粷M足熱防護(hù)需求，而其他模型達(dá)到了設(shè)計(jì)要求。

(2)承載層的溫度-時(shí)間變化規(guī)律主要由外部熱邊界條件決定，實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛢?nèi)部結(jié)構(gòu)變化對(duì)其沒(méi)有明顯影響，實(shí)驗(yàn)件內(nèi)部結(jié)構(gòu)變化對(duì)絕熱層和底層的溫度變化規(guī)律具有明顯影響，氣凝膠絕熱層起主導(dǎo)熱防護(hù)作用，減少絕熱層厚度會(huì)使底層鋁合金板溫度明顯上升。

(3)處于實(shí)驗(yàn)室大氣環(huán)境的底層板的熱邊界條件接近于絕熱壁面，在相關(guān)數(shù)值模擬分析中，可選用絕熱壁面條件，文獻(xiàn)[8]中指出，這將導(dǎo)致保守的計(jì)算結(jié)果，還需在下一步的計(jì)算分析中進(jìn)行驗(yàn)證。

致謝：感謝國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51206180)、陜西省自然科學(xué)基礎(chǔ)研究計(jì)劃資助項(xiàng)目(2014JQ7276)對(duì)本課題的支持。

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(編輯：崔賢彬)

Experimental investigation on heat transfer characteristics of the metallic thermal protection system with aerogel insulation

LIU Hai-yong1,2,LIU Chao-yang3,LIU Cun-liang2

(School of Engine and Energy,Second Artillery Engineering Univ.,Xi'an710025,China; 2.School of Power and Energy,Northwestern Polytechnical Univ.,Xi'an710072,China; 3.Military Representative Department of the 2nd Artillery Force Stationed in the 4th Research Academy of CASC,Xi'an710072,China)

Experimental models of the metallic thermal protection system(TPS) with aerogel insulation were built up based on the need of the hypersonic vehicles.Different constructions of the aerogel insulation were designed with considering the effects of the cavity and arrangement of function layers.The thermal shock experiments were conducted under two temperature conditions of 773 K and 1 073 K.Important results of the experimental study include: the temperature-time variation pattern of cover sheet was determined by the external temperature boundary conditions,and the change of insulation constructions had little influence on it.The aerogel insulation had impressive performance in heat resistance,and its construction determined the heat transfer characteristics of the test model. In the temperature range of the present study,the radiation effect in the cavity hadn't played a dominate role on the heat transfer,when its heat transfer ability was similar to the aerogel insulation with same depth.The boundary condition for the internal sheet was similar to the adiabatic wall.The experiment data was useful in the design of the active cooling system for the internal cooling of TPS,and it also provided boundary conditions and validation basis for the numerical research.

aerogel;thermal protection system;thermal shock;insulation;heat transfer characteristics

2015-03-10；

2015-12-25。

國(guó)家自然科學(xué)基金(51206180)；陜西省自然科學(xué)基礎(chǔ)研究計(jì)劃資助項(xiàng)目(2014JQ7276)。

劉海涌(1981—)，男，博士后，主要從事飛行器及發(fā)動(dòng)機(jī)高溫部件熱防護(hù)技術(shù)研究。E-mail：helian_xicheng@163.com

V435

A

1006-2793(2016)02-0253-06

10.7673/j.issn.1006-2793.2016.02.018