Open Access
Issue
JNWPU
Volume 42, Number 6, December 2024
Page(s) 979 - 986
DOI https://doi.org/10.1051/jnwpu/20244260979
Published online 03 February 2025

© 2024 Journal of Northwestern Polytechnical University. All rights reserved.

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高超声速飞行器具有飞行速度快、突防能力强等特点, 具备改变未来战场规则的能力, 是世界各军事强国重点发展的下一代关键装备。在起飞后的爬升过程中, 飞行器面临着快速变化的严酷气动热载荷, 使其表面在短时间内达到极高温度状态[13]。以X-43A飞行器的第一次飞行试验为例, 在脱离载机后约100 s时, 飞行器由亚声速加速至Ma=7, 其机翼前缘温度由低于室温升高至1 427 ℃[4]。严酷的气动热载荷将引起结构大变形、强度下降、性能退化等结构完整性问题, 对飞行安全提出严峻挑战。

地面热试验是开展严酷热载荷作用下高超声速飞行器结构完整性研究的重要手段[5]。其中, 需按照实际飞行过程中的载荷变化特征, 进行试验对象在大气环境中的快时变极端热载荷模拟。在这一方面, 国内外学者已开展了大量研究工作, 形成了包括电弧加热、燃气加热与辐射加热等在内的大气环境极端热载荷生成方法。

电弧加热的原理是利用高压直流电弧放电加热空气, 再通过气体对飞行器结构进行对流加热。其优点是气体温度高、模拟范围广[2]。例如, 美国阿诺德工程发展中心[6]的电弧加热设备可将空气总温加热至7 500 K。燃气加热的原理与电弧加热相似, 不同之处在于: 燃气加热是通过燃料与氧化剂燃烧产生高温气体, 再通过高温气体对飞行器结构进行加热[2]。美国兰利研究中心[7]建成了世界上最大的燃气加热风洞, 喷口直径可达2.4 m, 连续加热时长为120 s, 气体总温可达2 028 K。国内也开展了相关研究, 如卢明[8]提出了一种基于燃气加热的试验件表面快速加热方法, 可将典型热防护材料试验件加热至750 ℃, 加热过程中瞬时升温速率达到了35 ℃/s; 北京航空航天大学与中国飞机强度研究所[9]通过联合研究, 研制了一套高温燃气热模拟试验系统, 试验中燃气最高温度可达1 800 ℃, 可实现1 800 s长时加热; 北京航天长征飞行器研究所[10]建成了200 MW级燃气流高温风洞, 出口直径达到了1.5 m, 总温可达3 650 K, 单次试验连续加热时间可达1 000 s。

虽然电弧加热与燃气加热具有气体总温高、加热功率大等优点, 但其对飞行器结构尺寸有较高要求。因此, 形式更灵活的辐射加热在大型全尺寸结构的热载荷模拟中更为常用。在辐射加热方面, NASA Dryden研究中心[11]提出了一种基于石英灯阵模块化设计的辐射加热方法, 实现了大气环境中陶瓷基复合材料表面1 482 ℃热载荷模拟; 夏吝时等[12]提出了一种基于平板式石英灯阵的辐射加热方法, 基于该方法设计的热试验系统加热能力上限为1 200 ℃, 在金属防热瓦表面实现了50 ℃/s瞬时快速加热; 吴大方等[1314]提出了一种基于硅钼发热体辐射加热的气动热载荷模拟方法, 开发了加热装置, 实现了大气环境中轻质陶瓷材料表面1 700 ℃极端热载荷模拟, 但受限于硅钼发热体加热特性, 在试验中测得的最大瞬时升温速率仅为4.6 ℃/s。综上所述, 现有辐射加热模拟方法难以实现最高加热温度大于1 700 ℃的快时变极端热载荷等效模拟, 不能完全满足高超声速飞行器前缘等部位结构的地面热试验需求。

石墨作为发热体具有高温机械强度好、易于加工、价格低廉、电阻温度系数小等优点, 在保护氛围中最高温度可达3 000 ℃, 理论上可实现热流密度为5.6 MW/m2大热流加热[15], 被认为是实现极端热环境模拟的优良加热元件。针对地面试验中1 700 ℃以上极端热载荷等效模拟需求, 国内外学者开展了基于石墨的热载荷生成方法研究。李俊楠等[16]提出了一种真空环境内采用石墨棒阵列的极端热载荷生成方法, 可将真空环境中的碳基材料试验件表面加热至2 000 ℃。张仡等[17]提出了基于平板式石墨加热元件的宽温度区间快时变热载荷模拟方法, 在惰性环境中实现了炭气凝胶材料表面1 800 ℃超高温加热, 升/降温速率达到了10 ℃/s。石墨在高温下易与氧气反应, 无法直接用于大气环境中热载荷模拟。针对这一问题, 国内外学者提出了在石墨表面喷涂耐高温抗氧化涂层的设计思路, 并开展了相关研究。张凯[18]尝试了在石墨表面喷涂ZS-1023型抗氧化涂层, 该涂层耐温能力达到3 000 ℃, 但在加热试验中发现该涂层在1 000 ℃左右凸起脱落。Daisuke等[19]设计了一种表面喷涂TaC涂层的石墨加热元件, 在大气环境中石墨加热元件最高温度达到了1 253 ℃。总体而言, 如何实现大气环境中试验对象表面快时变热载荷模拟, 是基于石墨的极端热载荷生成研究中尚待解决的突出难题。

本文选取石墨开展试验对象在大气环境下的极端热载荷生成方法研究: 针对常见的S型石墨加热元件, 提出了一种基于电-热-结构耦合分析的热应力减缓设计方法; 针对石墨高温下易氧化的特点, 设计了双层玻璃气膜冷却透射窗口, 提出了封闭透波惰性环境营造方法; 研制了模块化石墨超高温加热装置, 实现了大气环境试验对象的快时变极端热载荷模拟。

1 基于石墨的大气环境极端热载荷生成方法

对于石墨加热元件, 高温下的热应力与热化学反应是制约其热载荷生成能力提高的主要因素。因此, 为实现基于石墨的大气环境极端气动热载荷生成, 需要对石墨加热元件进行热应力减缓设计, 并营造具有透波能力的惰性工作环境。

1.1 石墨加热元件热应力减缓设计方法

S型石墨加热元件广泛应用于高超声速飞行器结构地面热实验, 典型S型石墨加热元件如图 1所示, 两端开有连接电极的圆孔, 内部有多处往复弯折部位。在通电加热时, S型石墨加热元件弯折处存在电流集中现象, 造成局部温度梯度与热应力过大, 可能导致石墨加热元件破坏, 阻碍了热载荷生成能力提升。对此, 提出了一种基于电-热-结构耦合分析的热应力减缓设计方法, 主要流程如下。

thumbnail 图1

一种典型S型石墨加热元件

1) 建立模型: 建立包含弯折部位特征的几何模型, 划分有限元网格。

2) 电-热分析: 确定石墨材料电阻率、比热容、热导率等电-热参数, 给定电-热边界条件, 开展电-热分析, 获得石墨加热元件在稳态条件下的温度分布。

3) 力学分析: 确定石墨材料基本力学性能参数, 给定初始时刻石墨加热元件温度分布与力学边界, 施加电-热分析得到的温度场数据, 获得石墨加热元件热应力分布。

4) 强度校核与优化设计: 根据力学分析结果, 判断石墨加热元件弯折部位热应力是否过大。为防止石墨加热元件破坏, 应满足:

式中:k为安全系数; σmax为最大热应力; [σ]为材料强度。

如热应力过大, 则需对弯折部位几何模型进行优化设计, 并重复步骤2)~4)。

上述流程中, 核心在于如何通过几何模型优化设计降低弯折部位热应力水平。在工程实践中, 发现在弯折部位增加圆孔是降低局部温度梯度、实现热应力减缓的有效手段。为探究圆孔尺寸对弯折处热应力的影响规律, 选取如图 1所示的典型S型石墨加热元件, 采用上述流程开展了不同圆孔半径下的弯折部位热应力分析。

分析对象整体尺寸为150 mm×62 mm×10 mm, 中部缝隙宽度2 mm、长120 mm, 在缝隙端部的弯折处进行了倒角处理。有限元模型如图 2所示, 其中倒角处网格尺寸为0.4 mm。在弯折部位增加圆孔时, 圆孔圆心与倒角相同。

thumbnail 图2

分析对象有限元模型

电-热分析中, 给定石墨密度ρ=1 780 kg/m3, 热导率λ=122 W/(m·K), 比热容C=710 J/kg, 电阻率r=7.69×10-6 Ω·m。分析过程中, 给定工作电压为15 V, 给定表面对外辐射边界条件, 其中发射率为0.95, 环境温度为20 ℃。

分析得到不同圆孔半径R下的石墨加热元件温度分布如图 3所示。由图可知, 石墨加热元件最高温度与最低温度均出现在弯折部位, 且随着圆孔半径增大, 最高温度略微下降, 最低温度明显上升。例如, 当圆孔半径R=1 mm时, 最高温度为2 417 ℃, 最低温度为1 658 ℃, 温差为759 ℃; 当圆孔半径R=7 mm时, 最高温度为2 390 ℃, 最低温度为1 816 ℃, 温差为574 ℃, 表明石墨加热元件整体的温度梯度呈下降趋势。同时, 在石墨加热元件表面对称轴线上选取距孔边0.5 mm处的点说明弯折部位温度梯度随圆孔半径变化趋势。如图 4所示, 弯折部位的温度梯度随圆孔半径增大而明显下降, 并在R=17 mm左右趋于收敛。

thumbnail 图3

不同圆孔半径下石墨加热元件温度分布

thumbnail 图4

最大热应力与孔边温度梯度随圆孔半径变化趋势

力学分析中给定石墨密度ρ=1780 kg/m3, 弹性模量E=9 GPa, 泊松比ν=0.3, 线膨胀系数α=1.3×10-5-1, 材料强度[σ]=68 MPa, 安全系数k=1。分析过程中, 在石墨加热元件两端给定固支边界条件, 初始时刻温度为20 ℃。

分析中发现石墨加热元件最大热应力σmax出现在弯折处, 随圆孔半径的变化趋势见图 4。其中, 当圆孔半径R=1 mm, 即仅进行倒角处理时, σmax=84.7 MPa, 大于抗拉强度[σ], 存在破坏风险; 随着圆孔半径增大, 弯折处热应力逐渐下降, 当圆孔半径R=4 mm时, σmax降至了68 MPa以下, 为60.3 MPa; 当圆孔半径R=7 mm时, σmax=47.08 MPa, 相较于R=1 mm时下降了44.4%, 表明增大弯折处圆孔半径是降低石墨加热元件热应力的有效手段。同时, 当圆孔半径进一步增大时, 最大热应力持续下降, 并在R=17 mm左右趋于收敛, 稳定在28 MPa左右。

当圆孔半径增大时, 石墨加热元件弯折处的结构强度也随之降低, 且存在较大的加热冷区, 降低了热试验中试验对象表面的热流均匀性。因此, 在石墨加热元件设计中, 应综合考虑热应力、结构强度、加热均匀性等因素, 确定合理的圆孔尺寸。具体方法为: ①根据不含圆孔的石墨加热元件几何形状、最高工作电压, 分析石墨加热元件工作温度, 确定抗拉强度参数; ②开展强度校核, 通过增大圆孔尺寸, 使石墨加热元件最大热应力低于抗拉强度参数; ③分析对应圆孔尺寸下的结构强度与热流均匀性, 若符合要求, 则确定圆孔尺寸, 若不符合要求, 则需重新设计不含圆孔的石墨加热元件几何形状或降低最高工作电压, 重新开展强度校核与热流均匀性分析。

1.2 石墨封闭透波工作环境营造方法

针对石墨在超高温环境下易与氧气发生化学反应的问题, 提出了一种适用于石墨加热元件的封闭透波工作环境营造方法, 其原理如图 5所示。主要思路为: ①利用耐热材料营造封闭腔体; ②向腔体内通入惰性气体营造低氧环境; ③在腔体表面开设采用透波材料的透射窗口, 通过该窗口向大气环境中的试验对象施加辐射热流。其中, 透射窗口的耐温与透波性能是营造封闭透波惰性工作环境的关键。

thumbnail 图5

石墨封闭透波工作环境营造方法示意图

石墨加热元件辐射主要集中在红外波段。石英玻璃具有红外波段透射率高、耐温能力强、热膨胀系数小的特点, 是制作透射窗口的优良材料。但当石英玻璃温度达到1 250 ℃时, 其内部SiO2转变为结晶相并导致透射率大幅降低, 即出现石化现象, 如图 6所示。针对这一问题, 设计了一种双层玻璃气膜冷却结构, 原理如图 7所示, 即利用双层石英玻璃在窗口部位形成冷却通道, 持续通入高压冷气同时对上下层石英玻璃进行冷却, 将其温度维持在较低水平, 从而避免长时加热过程中出现石化现象。

thumbnail 图6

石英玻璃中的石化现象

thumbnail 图7

双层玻璃气膜冷却结构示意图

2 模块化石墨超高温加热装置

2.1 加热装置设计

基于石墨加热元件热应力减缓设计方法与封闭透波环境营造方法, 本文设计了一种模块化石墨超高温加热装置。该装置组成如图 8所示, 包括组合电极、金属壳体、石墨加热元件、双层石英玻璃等。金属壳体由铝合金制成, 内部设计有水冷通道, 内表面进行了抛光处理。组合电极穿过金属壳体为石墨加热元件供电, 电极与壳体之间装有绝缘瓷套, 可满足金属壳体绝缘与封闭需求。

thumbnail 图8

模块化石墨加热装置组成

以将典型材料加热至1 800 ℃为目标开展石墨加热元件设计。假定被加热材料高温下发射率为0.85, 则其在1 800 ℃达到辐射平衡所需的加热热流为1.23 MW/m2。因此, 设计S型石墨加热元件辐射热流不低于1.3 MW/m2。为防止高压放电, 限制最大工作电压为110 V。弯折部位热应力减缓设计中, 初始几何模型如图 9a)所示, 整体长204 mm、宽185 mm、厚3 mm, 两端设计有一定外延以便与电极连接, 石墨沿宽度方向S型排布, 宽度为24 mm。电-热分析与力学分析中的石墨材料物性参数与1.1节中相同, 在石墨加热元件两端圆孔处给定固支边界条件, 初始时刻温度为20 ℃; 强度校核中给定材料强度[σ]=68 MPa, 安全系数k=1。

thumbnail 图9

石墨加热元件几何模型

通过调整弯折部位圆孔半径R进行优化设计, 优化后的石墨加热元件几何形状如图 9b)所示。其中, 圆孔半径R=6 mm, 在110 V电压下弯折处最大热应力σmax=61.29 MPa, 通过强度校核。该石墨加热元件设计可实现150 mm×150 mm范围内均匀大热流生成。

设计中确定双层石英玻璃平面尺寸为244 mm×244 mm×2 mm, 玻璃间距为5 mm。

模块化石墨超高温加热装置中, 金属壳体与石英玻璃组合形成封闭透波工作环境, 向这一环境中持续通入惰性气体,营造石墨工作所需的低氧气氛。同时, 利用铜电极与石墨电极对石墨加热元件供电, 实现极端热载荷生成。实施过程中可通过控制供电电压对加热功率进行调节。

该装置使用方法为:

1) 加热开始前, 向加热装置内通入惰性气体, 将装置内氧含量降低至大气环境的1%以下; 分别向金属壳体及石英玻璃通入冷却水与冷却气, 确保装置主要结构温度水平始终维持在合理范围内。

2) 加热开始后, 对组合电极施加电压载荷; 维持惰性气体、冷却水、冷却气通入, 并通过气压传感器监测加热装置内部压力, 维持内部微正压环境, 通过水流量计与气流量计监测冷却水与冷却气流量, 确保装置主要结构温度水平始终维持在合理范围内。

3) 加热结束后, 停止供电; 持续向装置内通入惰性气体、冷却水、冷却气, 待石墨加热元件、金属壳体、石英玻璃等温度降低至100 ℃以下后停止供应, 以防止残余热量造成石墨加热元件氧化与装置破坏, 并防范其他潜在安全风险。

2.2 极端热载荷生成能力验证

2.2.1 验证试验设计

为对模块化石墨超高温装置的极端热载荷生成能力进行验证, 搭建了测试平台, 如图 10所示, 开展了大气环境试验件超高温加热试验。

thumbnail 图10

模块化石墨超高温加热装置测试平台

试验内容包括热载荷生成能力测试与典型材料热响应测试。

热载荷生成能力测试中, 在加热装置中心下方20 mm处布置最大量程为5 MW/m2的热流传感器。通过逐渐增加模块化石墨超高温加热装置电功率, 测量其能达到的最大热流与持续时间。

典型材料热响应测试中, 采用热载荷生成能力测试中达到的最大热流进行持续加热, 测量试验对象表面能达到的最高温度与升温速率。试验对象为C/SiC平板, 尺寸为150 mm×150 mm×5 mm, 如图 11所示, 其热面距加热装置下表面20 mm。测试过程中, 选用B型热电偶进行试验件热面温度测量。试验过程中的平台如图 12所示。

thumbnail 图11

C/SiC平板试验件(150 mm×150 mm×5 mm)

thumbnail 图12

试验中的测试平台

2.2.2 试验结果与加热能力分析

热载荷生成能力测试中, 测得最大工作电压110 V下的热流传感器响应如图 13所示。其中, 最大热流达到了1.38 MW/m2, 维持时长达到了500 s。

thumbnail 图13

加热性能测试中的热流响应

采用C/SiC平板开展最大加热能力下的典型材料热响应试验。试验开始后, 根据热载荷生成能力测试结果, 在石墨加热元件两端给定110 V工作电压。测得的试验件表面温度响应如图 14所示, 其中, 连接石墨加热元件的功率调节设备的输出电压在50.4~61.7 s出现一定波动, 导致这一时间段内升温缓慢。由图可知, 试验件表面最高温度达到约1 800 ℃, 最大瞬时升温速率达到40.3 ℃/s。

thumbnail 图14

C/SiC平板表面温度响应

综上所述, 设计的模块化石墨超高温石墨装置具备最大热流1.38 MW/m2、连续加热时长500 s的大热流长时极端热载荷生成能力, 可将大气环境中的典型陶瓷基复合材料试验件表面加热至约1 800 ℃, 最大瞬时升温速率达到40.3 ℃/s。

3 结论

石墨加热元件热应力减缓设计与石墨封闭透波惰性环境营造, 是大气环境下高温结构极端热载荷生成中面临的主要挑战。对此, 本文开展了相关研究, 得到以下结论:

1) 提出了一种通过在弯折部位开圆孔的石墨加热元件热应力减缓设计方法, 分析了圆孔尺寸对石墨加热元件热/力响应的影响, 发现温度梯度与热应力随圆孔尺寸增大而下降;

2) 提出了一种封闭透波惰性环境营造方法, 设计了双层玻璃气膜冷却结构, 确保了长时大热流加热过程中石英玻璃完整性;

3) 研制了一种超高温石墨加热装置, 通过试验测试, 验证了该装置具备1.38 MW/m2、500 s长时大热流极端热载荷生成能力, 实现了C/SiC平板试验件表面1 800 ℃级超高温加热、40.3 ℃/s快速升温。

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All Figures

thumbnail 图1

一种典型S型石墨加热元件

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分析对象有限元模型

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不同圆孔半径下石墨加热元件温度分布

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最大热应力与孔边温度梯度随圆孔半径变化趋势

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石墨封闭透波工作环境营造方法示意图

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石英玻璃中的石化现象

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模块化石墨加热装置组成

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石墨加热元件几何模型

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模块化石墨超高温加热装置测试平台

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试验中的测试平台

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加热性能测试中的热流响应

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