周星光，柳世靈，王通，楊欽，梁迪，陳浩

（上海航天精密機械研究所，上海 201600）

航空航天的快速發(fā)展驅(qū)使人們對高溫隔熱領(lǐng)域更加關(guān)注，對熱防護材料的要求更加嚴苛。航天器在超聲速飛行時，壁面承受較高的氣動熱流或燃氣熱流，因此熱防護結(jié)構(gòu)及材料的設(shè)計對其內(nèi)部的結(jié)構(gòu)及設(shè)備安全至關(guān)重要。

多納米孔隙氣凝膠因其具有密度低、隔熱性能好的特點，在航天器的隔熱領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。目前的研究及應(yīng)用主要以SiO、AlO系的氣凝膠材料為主，其中SiO氣凝膠及其復(fù)合材料由于更低的密度和更高效的隔熱性能更受關(guān)注。然而由于SiO氣凝膠耐受溫度不高，使其在作為隔熱材料方面受到限制?，F(xiàn)階段大多通過熱防護結(jié)構(gòu)的設(shè)計，將氣凝膠隔熱材料應(yīng)用于間隔層內(nèi)來提升其耐熱性能，但是又會降低結(jié)構(gòu)在強度、剛度及振動方面的性能。研究表明，在氣凝膠中添加纖維、顆粒及遮光劑等可顯著增強氣凝膠的熱穩(wěn)定性和紅外輻射能力。Wei等制備了一種碳納米纖維/SiO復(fù)合氣凝膠，抑制了氣凝膠內(nèi)部的輻射傳熱，并且在500 ℃時具有超低的熱導(dǎo)率和良好的熱穩(wěn)定性。張君君等通過添加YCl·6HO實現(xiàn)了SiO氣凝膠在900 ℃下經(jīng)過2 h仍然具有良好的熱穩(wěn)定性。通過在氣凝膠上下層分別鋪放MLI和APA-2，使用Nextel 440 纖維布包裝后，其耐熱溫度可達1 600 ℃。

不同孔隙率的SiO氣凝膠的熱導(dǎo)率不同，熱穩(wěn)定性也不同。周紅梅分別建立了SiO、AlO及ZrO氣凝膠的微尺度模型，分析了孔隙率和溫度對氣凝膠熱導(dǎo)率的影響，并研究了3種材料復(fù)合時氣凝膠的隔熱性能，得到了各組分的最佳配比。習(xí)常清等探討了開孔泡沫鋁的孔隙率和孔徑大小對熱傳導(dǎo)率的影響。張濤等將泡沫金屬結(jié)構(gòu)進行了簡化，并將傳熱單元分為9個導(dǎo)熱層，以熱阻分析推導(dǎo)出了整體有效導(dǎo)熱系數(shù)與泡沫金屬孔隙率的計算式。熱防護的最終目的是要保障飛行器的正常飛行和內(nèi)部設(shè)備溫度不能過高，傳統(tǒng)陶瓷纖維類隔熱材料熱導(dǎo)率偏高，難以滿足新一代高超飛行器對耐高溫及高效隔熱的一體化要求。對于中短程飛行器來說，外壁面會承受短時高熱流，在飛行結(jié)束時也沒有達到熱穩(wěn)定狀態(tài)，理論上可以大大地減弱結(jié)構(gòu)的熱防護設(shè)計，比如更薄的氣凝膠厚度、更高的材料孔隙率以及耐熱溫度更低的材料。因此，研究氣凝膠的厚度、孔隙率等對熱防護結(jié)構(gòu)隔熱特性的影響規(guī)律具有重要的工程意義。

為研究不同熱流條件對氣凝膠隔熱效率的要求，首先通過理論分析了孔隙率對氣凝膠有效熱導(dǎo)率的影響規(guī)律。其次，通過數(shù)值仿真研究了氣凝膠孔隙率和厚度對隔熱效率、氣凝膠表面溫度的影響規(guī)律。最后，研究了熱流大小和作用時間對氣凝膠厚度和表面溫度的影響，為熱防護結(jié)構(gòu)的設(shè)計提供數(shù)據(jù)支撐。

1 氣凝膠隔熱結(jié)構(gòu)的計算模型

1.1 氣凝膠熱防護結(jié)構(gòu)及熱仿真模型

以4340不銹鋼代替飛行器壁板結(jié)構(gòu)，在壁板外壁涂覆SiO氣凝膠，如圖1所示。當(dāng)外部熱流作用在氣凝膠外表面時，熱量從氣凝膠外表面?zhèn)鬟f至壁板內(nèi)壁。經(jīng)歷一定時間后，要求壁板內(nèi)壁面的安全溫度不高于140 ℃，同時對氣凝膠外表面溫度還有一定要求。在實際工程中，承受高溫的氣凝膠需要通過耐高溫?zé)o機膠粘貼在基材表面，在熱流作用的外表面冷刷環(huán)氧樹脂，從而提供強度支持及提升耐溫性能。由于環(huán)氧樹脂等對熱防護結(jié)構(gòu)的綜合隔熱性能影響較小，本文在計算過程中不考慮環(huán)氧樹脂以及無機膠等的影響。

圖1 氣凝膠熱防護結(jié)構(gòu)仿真模型Fig.1 Simulation model of aerogel gel thermal protection structure

本文采用Comsol建立圖1對應(yīng)的二維平面有限元模型，為計算不同熱流條件下滿足溫度要求的氣凝膠孔隙率和厚度，考慮不同參數(shù)條件對隔熱效率的影響，參數(shù)取值范圍見表1。本文所用到的材料性能均參考Comsol材料庫。熱邊界條件為：壁板在長度和深度方向尺度相對厚度方向的尺寸較大，所以結(jié)構(gòu)左右兩側(cè)無熱交換；結(jié)構(gòu)內(nèi)壁與空氣之間的熱交換系數(shù)為5 W/(m·K)；氣凝膠表面受熱后，要考慮向周圍環(huán)境的熱輻射，其發(fā)射率取0.8；環(huán)境初始溫度為20 ℃。對結(jié)構(gòu)劃分四邊形網(wǎng)格，經(jīng)驗證，在氣凝膠與基板局部加密后的網(wǎng)格與結(jié)果無關(guān)，網(wǎng)格密度滿足收斂要求。

表1 氣凝膠熱防護結(jié)構(gòu)要求及參數(shù)Tab.1 Parameters and structural requirements of SiO2 aerogel

1.2 氣凝膠孔隙率與傳熱系數(shù)的關(guān)系

氣凝膠納米多孔材料的熱量傳遞有氣相導(dǎo)熱、固相導(dǎo)熱和熱輻射3種方式。在高溫下，氣相對流傳熱相對較小，熱輻射與固相傳熱是氣凝膠熱傳遞的主要方式。氣凝膠結(jié)構(gòu)的有效熱導(dǎo)率可以通過式（1）計算。

式中：為固相熱導(dǎo)率；為輻射熱導(dǎo)率。氣凝膠的熱輻射主要與材料的密度、溫度和比消光系數(shù)有關(guān)，氣凝膠滿足光學(xué)厚近似條件。采用Rossland擴散近似方程進行輻射熱導(dǎo)的計算，見式（2）。

式中：為材料的比消光系數(shù)，越大，紅外輻射越??；為Boltzmann常數(shù)；為材料密度，取值為5.67×10W/(m·K)；為周圍介質(zhì)的折光率，低密度材料取值為1；為材料的平均熱力學(xué)溫度。

孔隙結(jié)構(gòu)的固相傳熱與材料的微觀結(jié)構(gòu)及基材熱導(dǎo)率有關(guān)，其傳熱機理較為復(fù)雜。忽略氣凝膠的微觀孔隙結(jié)構(gòu)，對固相傳熱進行簡化，見式（3）。

式中：為基材的熱導(dǎo)率；為氣凝膠的孔隙率。根據(jù)式（1）可以得到不同孔隙率SiO氣凝膠的有效熱導(dǎo)率和溫度之間的關(guān)系，分別對比20 ℃和1 000 ℃時的有效熱導(dǎo)率，如圖2所示。20 ℃時，有效熱導(dǎo)率隨孔隙率的增大而降低。1 000 ℃條件下，當(dāng)孔隙率不超過96%時，有效熱導(dǎo)率隨孔隙率的增大而降低；當(dāng)孔隙率超過96%時，有效熱導(dǎo)率隨著孔隙率的增大而增大。這是由于孔隙率過大時，輻射熱傳導(dǎo)占據(jù)主導(dǎo)地位，并且熱輻射隨溫度的升高急劇增大而引起的。

圖2 不同溫度下氣凝膠有效熱導(dǎo)率與孔隙率的關(guān)系Fig.2 Relation between effective thermal conductivity and porosity under different temperature

2 結(jié)果與討論

2.1 孔隙率的影響

當(dāng)氣凝膠孔隙率為90%，不銹鋼壁板表面涂覆不同厚度的氣凝膠在100 kW/m熱流作用30 s后，壁板內(nèi)壁表面溫度隨氣凝膠厚度的變化如圖3所示。可以看出，隨著氣凝膠厚度的增加，壁板內(nèi)壁的溫度降低。將厚度精確到0.01 mm，得到氣凝膠厚度為1.49 mm時，壁板內(nèi)壁表面溫度滿足控制溫度的要求，為139.7 ℃，此時氣凝膠外表面的溫度為1 011.9 ℃。由于不銹鋼的熱導(dǎo)率相對較高，溫度梯度在壁板厚度方向很小，30 s時溫度在厚度方向的變化如圖4所示。

圖3 90%孔隙率氣凝膠在100 kW/m2熱流下不同氣凝膠厚度對應(yīng)的內(nèi)壁和氣凝膠表面溫度Fig.3 Temperature of the inside wall and surface of aerogel corresponding to different thickness, when the porosity is 90% and the heat flux is 100 kW/m2

圖4 溫度沿厚度方向的變化Fig.4 Temperature variation in the direction of thickness

熱流條件不變，仍為100 kW/m熱流作用30 s，分析不同氣凝膠孔隙率下滿足壁板內(nèi)壁表面控制溫度要求的氣凝膠最小厚度，結(jié)果如圖5所示。從圖5a可以看出，給定熱流時，當(dāng)氣凝膠的孔隙率增大，滿足控制溫度需要的氣凝膠最小厚度逐漸減小。當(dāng)孔隙率超過96%時，氣凝膠的最小厚度反而增大。這是由于孔隙率過大時，氣凝膠的有效熱導(dǎo)率增大而引起的。不同孔隙率下，滿足內(nèi)壁面溫度要求的氣凝膠最小厚度對應(yīng)的氣凝膠表面的溫度如圖5b所示?？紫堵蕿?5%時，氣凝膠表面的溫度為998.2 ℃；孔隙率為96%時，氣凝膠表面的溫度為1 023.2 ℃。可以看出，考慮不同孔隙率的氣凝膠所需要的最小厚度不同，孔隙率對氣凝膠表面的最高溫度影響不大。因此，在實際工程中，為保證氣凝膠孔隙結(jié)構(gòu)在高溫下不發(fā)生塌陷，如果熱流不變，僅調(diào)整氣凝膠的孔隙率是不可行的，必須改進氣凝膠在高溫下的熱穩(wěn)定性。

圖5 滿足控制溫度的氣凝膠的最小厚度和表面溫度Fig.5 The minimum thickness (a) and surface temperature (b) of aerogel that meet the required temperature

2.2 熱流大小和持續(xù)時間的影響

由于發(fā)射率對材料的組分不敏感，當(dāng)給定壁板內(nèi)壁表面控制溫度時，影響氣凝膠表面溫度的主要是熱流的大小及持續(xù)時間。根據(jù)上述分析，在給定的氣流下，氣凝膠孔隙率為96%時所需的氣凝膠厚度最小。為研究熱流的大小和持續(xù)時間對隔熱結(jié)構(gòu)的要求，取氣凝膠孔隙率為96%，內(nèi)壁控制溫度仍為140 ℃。

首先，研究熱流大小的影響，給定持續(xù)時間為30 s。當(dāng)熱流在50~350 kW/m變化時，需要的氣凝膠最小厚度逐漸增加，如圖6a所示。從圖6b可以看出，氣凝膠外表面的最高溫度隨熱流的增大不斷升高。當(dāng)熱流為100 kW/m時，氣凝膠外表面的溫度超過了1 000 ℃；當(dāng)熱流為250 kW/m時，氣凝膠外表面的溫度超過了1 500 ℃。

圖6 氣凝膠最小厚度和表面溫度隨熱流大小的變化Fig.6 Curvature of the minimum thickness (a) and surface temperature (b) of aerogel that change with the magnitude of heat flux

其次，研究熱流持續(xù)時間的影響，給定熱流大小100 kW/m，當(dāng)持續(xù)時間在20~120 s變化時，氣凝膠最小厚度隨持續(xù)時間呈近似線性增大，如圖7a所示。持續(xù)時間對氣凝膠外表面的影響如圖7b所示?？梢钥闯?，30 s后氣凝膠表面的溫度超過了1 000 ℃。隨后增長逐漸緩慢，到120 s時，溫度也不超過1 250 ℃。

圖7 氣凝膠最小厚度和表面溫度隨熱流作用時間的變化Fig.7 Curvature of the minimum thickness (a) and surface temperature (b) of aerogel that change with the time of heat flux

從熱流大小和時間的影響來看，氣凝膠的耐受溫度極大地限制了其應(yīng)用范圍。100 kW/m熱流作用30 s時，氣凝膠表面的溫度就已經(jīng)超過了1 000 ℃。如果需要氣凝膠能夠承受更高的熱流和更長的作用時間，僅僅通過調(diào)整氣凝膠的孔隙率和厚度是不可行的。此時，需要調(diào)整氣凝膠的組分，或者在氣凝膠的外表面涂覆其他材料（如冷刷環(huán)氧樹脂），在提升氣凝膠熱防護結(jié)構(gòu)耐熱性能的同時，還可以為熱防護結(jié)構(gòu)提供強度支持。然而，調(diào)整氣凝膠組分或在外表面涂覆其他材料后，熱防護結(jié)構(gòu)整體隔熱性能又會發(fā)生改變，需要根據(jù)本文所述方法，對重組后的熱防護結(jié)構(gòu)隔熱特性進行研究。

3 結(jié)論

本文在對氣凝膠孔隙結(jié)構(gòu)有效熱導(dǎo)率進行理論計算的基礎(chǔ)上，建立了熱防護結(jié)構(gòu)的有限元模型，分析了SiO氣凝膠孔隙率及厚度對其隔熱效率的影響，并討論了不同熱流和作用時間下氣凝膠表面溫度的變化規(guī)律，得出如下結(jié)論：

1）常溫時氣凝膠有效熱導(dǎo)率隨孔隙率的增大而減小，但溫度為1 000 ℃時，氣凝膠的有效熱導(dǎo)率隨孔隙率的升高而先下降、后升高，并且在孔隙率為96%時達到最低。

2）當(dāng)給定熱流和作用時間時，為滿足壁板內(nèi)壁控制溫度的要求，氣凝膠的涂覆厚度隨孔隙率的增大而減小?？紫堵蕦饽z外表面的溫度影響不大，孔隙率超過96%時，隔熱性能變差。

3）熱流的大小和作用時間都會對氣凝膠表面溫度產(chǎn)生影響。如果結(jié)構(gòu)承受長時間大熱流，需要對氣凝膠材料的組分進行改進，以使其結(jié)構(gòu)能夠繼續(xù)隔熱。