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.中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院, 綿陽 621703)

符號表

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、被動方式相結(jié)合的熱防護(hù)系統(tǒng)。在其工作過程中，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，有必要針對服役過程中面臨的高溫環(huán)境條件，開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，考慮服役工作條件的陶瓷結(jié)構(gòu)件綜合隔熱效果評價(jià)逐漸得到關(guān)注。蘇大亮等[7]針對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)境下的隔熱性能測試系統(tǒng)，對輕質(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]針對固體火箭發(fā)動機(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。楊海龍等[13]、李宇峰等[14]開展了剛性陶瓷隔熱瓦的重復(fù)使用性評價(jià)。試驗(yàn)研究表明，多次的高溫環(huán)境服役對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外表面氣動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力載荷下的熱力耦合響應(yīng)規(guī)律。

針對剛性陶瓷結(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，測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)表面形貌儀測量，粗糙度為Ra1.6。陶瓷螺栓外側(cè)套有金屬彈簧，通過艾力固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)做了專門的隔熱保溫設(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)。

為測量剛性陶瓷瓦的隔熱效果，沿?zé)崃康囊痪S傳遞方向測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，呈邊長為20 mm的正方形對稱分布，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]到熱電偶測量精度對本文研究的重要性，試驗(yàn)前請第三方對熱電偶進(jìn)行了檢測校準(zhǔn)。為了埋設(shè)熱電偶，預(yù)先通過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，通過擠壓即可實(shí)現(xiàn)固定，并沒有填充導(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量陶瓷瓦外側(cè)壁溫，如圖2所示。需要說明的是關(guān)于不銹鋼板與陶瓷瓦接觸面?zhèn)缺诿鏈囟萾2的測量，本文試驗(yàn)是在接觸面的不銹鋼板一側(cè)開槽布置熱電偶進(jìn)行測量(由于陶瓷瓦無法開槽)，因此，所測得的參數(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位置完全一致。根據(jù)傅里葉定律，通過試驗(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)對于接觸面的界面溫度計(jì)算有重要影響。通過中國航空材料手冊[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。通過開展ZrO2陶瓷板的導(dǎo)熱系數(shù)測量試驗(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)中對于不銹鋼板與陶瓷瓦接觸面溫度t2的測量，是在接觸面的不銹鋼板一側(cè)開槽布置熱電偶進(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)測得溫度對比

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

本文將根據(jù)測量溫度數(shù)據(jù)來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源于熱電偶的測量誤差，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)擬合公式最大相對誤差為4.3%，ZrO2陶瓷瓦導(dǎo)熱系數(shù)最大相對誤差為5.0%。由式(6)計(jì)算得出系統(tǒng)測量接觸熱阻最大誤差為9.7%。

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

表1 接觸熱阻測量系統(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，對剛性陶瓷瓦的隔熱效果進(jìn)行了試驗(yàn)研究。在試驗(yàn)過程中，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)(所有測點(diǎn)的溫度變化率小于1 ℃/min)。為了觀測熱負(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)下開展了上述隔熱效果試驗(yàn)。各測點(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?？梢钥闯?，試驗(yàn)過程中，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)一步比較啟動過程中的爐溫與試驗(yàn)件各測點(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)熱過程中，對于外界溫度的響應(yīng)速率較慢。因此，在剛性陶瓷瓦的工程應(yīng)用中，要準(zhǔn)確評估其隔熱效果，需考慮其非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱特性。

圖7 啟動階段爐溫和試驗(yàn)件各測點(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?，在加熱功率相同條件下，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 界面溫度對接觸熱阻的影響

在對接觸熱阻進(jìn)行研究的過程中，界面溫度既會影響間隙流體的導(dǎo)熱能力，增強(qiáng)間隙輻射效應(yīng)，也會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。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)和中國航空發(fā)動機(jī)集團(tuán)公司四川燃?xì)鉁u輪研究院橫向項(xiàng)目的資助。