李 龍，范學(xué)軍，王 晶

（中國科學(xué)院力學(xué)研究所高溫氣體動力學(xué)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100190）

0 引 言

在超燃沖壓發(fā)動機(jī)及其熱防護(hù)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)工作中，燃燒室的壁面熱流分布、壁溫分布與燃?xì)饪倻氐葻岘h(huán)境參數(shù)是極其重要的參數(shù)。超燃沖壓發(fā)動機(jī)實(shí)驗(yàn)涉及的高焓高速氣流馬赫數(shù)一般在2.0以上，燃燒后的氣流總溫可達(dá)2800K以上，壁面熱流密度在0.4～5.0MW／m2之間，而且高溫燃?xì)飧缓鯕?，對探針材料有很?qiáng)的燒蝕作用，常規(guī)測量手段難以在這樣的環(huán)境中長時(shí)間工作。因此，迫切需要發(fā)展具有針對性的測量手段。目前，由于理論、方法、材料技術(shù)、工藝水平、設(shè)備等多方面的原因，中國有關(guān)超燃沖壓發(fā)動機(jī)熱環(huán)境的測量技術(shù)并不完善，測量誤差較大，還不能滿足熱環(huán)境深入研究的要求。并且，高溫測量技術(shù)相對發(fā)達(dá)的國家也沒有很好解決這一問題。例如，美國針對超聲速燃燒室壁面熱流測量的誤差在20%左右［1］，而澳大利亞的Hyshot飛行演示中，燃燒室壁面熱流測量的誤差超過50%［2］。

針對以上問題，在Gardon熱流計(jì)基礎(chǔ)上，通過結(jié)構(gòu)熱阻分析，發(fā)展了一套可用于超聲速燃燒室內(nèi)壁面熱流／溫度同步測量的傳感器技術(shù)。該傳感器采用水冷卻設(shè)計(jì)，響應(yīng)時(shí)間達(dá)到3～5s，最大可測熱流在2MW／m2以上。而且在來流馬赫數(shù)2～3、總溫1600K以上、總壓1～2MPa的超聲速燃燒氣流中可以長時(shí)間穩(wěn)定工作。

1 熱流測量原理與改進(jìn)

1.1 Gardon熱流計(jì)原理

常規(guī)的熱流測量采用的是Gardon熱流計(jì)［3］，是Robert Gardon在1952年發(fā)展的一種用來測量輻射熱流的裝置。熱流計(jì)主要由圓形銅鎳合金（康銅）薄片、銅熱沉和中心銅導(dǎo)線等部分組成，如圖1所示。

圖1 Gardon熱流計(jì)示意圖Fig.1 Schematic of Gardon heat flux gauge

Gardon熱流計(jì)的工作原理為：均勻熱流q垂直流向康銅片，在康銅片內(nèi)部沿中心向邊緣流動，使得康銅片中心和邊緣處將產(chǎn)生一個(gè)溫度差ΔT，根據(jù)Gardon熱流計(jì)理論，該溫度差與熱流呈線性關(guān)系：

其中，λ、S與RG分別為康銅片的導(dǎo)熱系數(shù)、厚度與半徑。

根據(jù)熱電偶的構(gòu)成原理，在康銅片的中心和邊緣處分別形成了銅－康銅溫差熱電偶（即T型熱電偶）。通過測量中心銅導(dǎo)線和銅熱沉之間的電勢差，可以得到康銅片中心和邊緣的溫度差，從而推導(dǎo)出康銅片表面的熱流值。因此熱流計(jì)的輸出電壓E與熱流q的關(guān)系如下：

（2）式中，α為熱電偶輸出信號常數(shù)，K為Gardon熱流計(jì)輸出信號常數(shù)。熱流測量之前，需要對公式（2）中的K系數(shù)進(jìn)行標(biāo)定，

Gardon熱流計(jì)本身的響應(yīng)時(shí)間與結(jié)構(gòu)和材料的性質(zhì)有關(guān)，它的表達(dá)式為：

其中，ρ為康銅片的密度，cp為康銅的比熱。當(dāng)溫度較低時(shí)，銅和康銅材料的物性參數(shù)變化很小，熱流計(jì)的響應(yīng)時(shí)間只與康銅片的直徑的平方成正比，但當(dāng)溫度較高時(shí)，響應(yīng)時(shí)間將隨著材料物性的變化而變化。

綜上所述，Gardon熱流計(jì)的信號強(qiáng)度與響應(yīng)時(shí)間均與康銅片半徑的平方成正比，因此無法在提高信號強(qiáng)度的同時(shí)縮短響應(yīng)時(shí)間。實(shí)際使用時(shí)，要根據(jù)測量要求來靈活設(shè)計(jì)熱流計(jì)結(jié)構(gòu)參數(shù)。

1.2 熱流測量技術(shù)的改進(jìn)

超燃沖壓發(fā)動機(jī)的燃燒室中，熱環(huán)境非常惡劣：高溫、大熱流、長時(shí)間工作，對于常規(guī)的Gardon熱流計(jì)，存在著無法正常工作甚至燒毀的危險(xiǎn)。因此，需要對其進(jìn)行適當(dāng)改進(jìn)，增大熱流計(jì)的量程與生存能力。

在Gardon熱流計(jì)的基礎(chǔ)上，進(jìn)行了適當(dāng)?shù)母倪M(jìn)，研制了水冷熱流／壁溫一體化測量傳感器，實(shí)物見圖2。具體的改進(jìn)措施有：在原有的Gardon熱流計(jì)的康銅片表面增加了一塊直徑10mm，厚度3mm的隔熱陶瓷，用來降低康銅片表面的溫度；在隔熱陶瓷片外部增加了一個(gè)金屬導(dǎo)熱外殼直徑18mm的紫銅外殼，將其中的一部分熱流直接引向銅熱沉，減少了流向康銅片的熱流。傳感器頭部長度25mm，尾部有用于安裝固定用的法蘭盤?；w（銅熱沉）內(nèi)部設(shè)有冷卻水通道；基體上安裝熱電偶，測量銅基體的溫度；黃色接頭的信號線為熱流信號輸出，藍(lán)色接頭的信號線為基體溫度信號輸出。結(jié)構(gòu)示意圖見圖4。

圖2 壁面熱流／溫度一體化測量傳感器實(shí)物圖Fig.2 Picture of the integrated sensor for heat flux／wall temperature measurements

2 傳感器熱結(jié)構(gòu)的分析

2.1 傳感器熱結(jié)構(gòu)的數(shù)值分析

采用ANSYS 12.0求解器，分別針對Gardon熱流計(jì)和該研究開發(fā)的傳感器進(jìn)行了三維數(shù)值傳熱分析。

分析過程采用非穩(wěn)態(tài)分析，初始溫度場均勻?yàn)?00K，假定銅熱沉為理想熱沉，溫度恒定，為300K。分別在傳感器頭部加載不同的熱流密度邊界條件，計(jì)算整個(gè)傳感器的溫度場響應(yīng)。作為對比，兩種熱流計(jì)的康銅片與基體熱沉的尺寸相同，但是開發(fā)的傳感器擁有氮化硼隔熱陶瓷與紫銅外殼結(jié)構(gòu)。整個(gè)計(jì)算過程中假定傳感器的各種材料的物性參數(shù)為常數(shù)。

圖3所示分別為計(jì)算得到的Gardon熱流計(jì)與開發(fā)的傳感器的氮化硼陶瓷、康銅片中心處穩(wěn)態(tài)溫度隨待測熱流的變化。根據(jù)熱電偶原理，康銅片的中心溫度與輸出信號強(qiáng)度對應(yīng)。計(jì)算結(jié)果表明：兩種熱流計(jì)的輸出信號均與待測熱流呈良好的線性關(guān)系。因此，所開發(fā)的傳感器能夠用于熱流密度的測量。通常T型熱電偶的最高工作溫度為673K左右［4］，Gardon熱流計(jì)能夠測量的最大熱流密度低于10W／cm2，而該研究開發(fā)的傳感器，能夠測量的最大熱流可到300W／cm2。這說明，改進(jìn)后的傳感器的量程遠(yuǎn)大于Gardon熱流計(jì)的量程，能夠用于超聲速燃燒室的壁面熱流測量。

圖3 Gardon熱流計(jì)與開發(fā)的傳感器的氮化硼、康銅片中心穩(wěn)態(tài)溫度隨待測熱流的變化Fig.3 Steady temperature of Gardon gauge，BN ceramic disk center and constantan disk center vs measured heat flux

2.2 傳感器的一維熱阻匹配分析

熱流計(jì)前端的隔熱陶瓷的材料與尺寸、金屬外殼的材料與尺寸對于熱流信號強(qiáng)度和響應(yīng)時(shí)間有很大影響。為了優(yōu)化熱流計(jì)的隔熱陶瓷、金屬外殼等結(jié)構(gòu)，利用熱流計(jì)的軸對稱特性，針對軸對稱面進(jìn)行了基于一維傳熱近似假設(shè)的熱阻匹配分析。如圖4所示，無窮遠(yuǎn)處的均勻外加待測熱流入射熱流計(jì)，在頭部將迅速分成兩條路徑：一部分熱流Q1經(jīng)過隔熱陶瓷、康銅片進(jìn)入銅基體；另一部分熱流Q2經(jīng)過金屬外殼進(jìn)入基體。這兩條路徑的總熱阻分別為R1、R2。數(shù)值分析表明，熱流計(jì)達(dá)到熱平衡時(shí)，兩路之間的頭部接觸點(diǎn)的溫度相差很小，基體接觸溫度也相同，所以兩路之間的熱流非常小，可以假設(shè)兩個(gè)熱阻為并聯(lián)關(guān)系。根據(jù)并聯(lián)熱阻特性，當(dāng)R2?R1時(shí)，Q2?Q1，流向康銅片的熱流非常小，測量信號變得非常弱；反之，當(dāng)R2?R1時(shí)，Q2?Q1，外加熱流大部分將流向康銅片，如果熱流較強(qiáng)，就有可能導(dǎo)致康銅片中心溫度過高而燒毀。因此，筆者提出基于熱阻匹配的熱流計(jì)結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，即針對待測熱流的強(qiáng)度范圍，靈活調(diào)節(jié)兩部分熱阻比例，使得流向康銅片的熱流正好處于最佳測量范圍內(nèi)。

圖4 熱流計(jì)內(nèi)部熱流流動示意圖Fig.4 Schematic of heat conduction in the sensor

由于制作工藝的限制，為了增加導(dǎo)熱性能，隔熱陶瓷與康銅片之間涂有高溫導(dǎo)熱硅脂。金屬外殼與基體之間理論上為緊密接觸，但仍有部分的接觸間隙。

熱流計(jì)熱阻分布如圖4所示，熱流從頭部進(jìn)入熱流計(jì)內(nèi)部，分成兩個(gè)支路，第一路熱流沿軸向經(jīng)過隔熱陶瓷、導(dǎo)熱膠、康銅片進(jìn)入熱流計(jì)基體，第二路沿金屬外殼，經(jīng)過空氣隔層，進(jìn)入熱流計(jì)基體，兩部分熱流最終在熱流計(jì)基體匯合，基體由于冷卻，溫度保持恒定。按照電阻串并聯(lián)的方式將熱阻表示成圖5所示。

圖5 熱阻連接關(guān)系示意圖Fig.5 Schematic of heat resistance

第一路熱阻中，有三部分，分別是氮化硼隔熱陶瓷R11、導(dǎo)熱膠隔層R12與康銅片R13，三者是串聯(lián)關(guān)系。

隔熱陶瓷選取氮化硼陶瓷材料，導(dǎo)熱系數(shù)λ11＝30W／（m·K），厚度l11＝3mm，直徑d11＝12mm，那么熱阻

導(dǎo)熱膠的導(dǎo)熱系數(shù)為λ12＝5W／（m·K），厚度較難確定，量級取0.1mm，即l12＝0.1mm，直徑d12＝12mm，那么導(dǎo)熱膠隔層的熱阻

康銅片的材料為康銅，導(dǎo)熱系數(shù)λ13＝22W／（m ·K），厚度l13＝0.1mm，直徑d13＝12mm，根據(jù)Gardon熱流計(jì)的傳熱關(guān)系，康銅片的熱阻

第一路的總熱阻

第二路熱阻中，將紫銅外殼分成兩部分，銅環(huán)1與銅環(huán)2串聯(lián)，還需要考慮紫銅外殼與傳感器基體接觸所產(chǎn)生的空氣隔層熱阻。

銅環(huán)1的導(dǎo)熱系數(shù)λ21＝400W／（m·K），厚度l21＝1mm，銅環(huán)外徑d21Out＝18mm，銅環(huán)內(nèi)徑d21In＝4mm，那么銅環(huán)1的熱阻

銅環(huán)2的導(dǎo)熱系數(shù)λ22＝400W／（m·K），可取特征長度l22＝10mm，銅環(huán)外徑d22Out＝18mm，銅環(huán)內(nèi)徑d22In＝4mm，那么銅環(huán)2的熱阻

雖然紫銅外殼與傳感器基體為緊密接觸，但是考慮到總有部分未接觸的地方有小面積的空隙。因此，將所有的接觸空隙理想化為一個(gè)空氣隔層模型，該模型為一個(gè)圓環(huán)柱，熱流由柱的外側(cè)面沿半徑方向流向柱的內(nèi)側(cè)面，空氣的導(dǎo)熱系數(shù)λ23＝0.025W／（m· K），空氣隔層可取特征厚度l23＝0.005mm，由于該隔層非常薄，可近似認(rèn)為內(nèi)外表面的面積相等，圓柱的直徑為d23＝14mm，圓柱的高度可取特征高度h23＝10mm，那么空氣隔層的熱阻

第二路的熱阻為

1、2兩路熱阻并聯(lián)，總熱阻為

假設(shè)熱流計(jì)基體的溫度為Tb＝300K恒定，康銅片的最高工作溫度為TGmax＝800K，那么康銅片兩端的最高溫差為

可以得到流經(jīng)康銅片的最大熱流為

熱阻R11、R12與R13串聯(lián)，則有

根據(jù)1和2兩路熱阻并聯(lián)關(guān)系，可得第二路的熱流為

熱阻R21、R22與R23串聯(lián)，則有

則流經(jīng)熱流計(jì)的總熱流

那么熱流計(jì)能夠測量的最大熱流密度為

此時(shí)整個(gè)熱流計(jì)的最大溫差為

根據(jù)并聯(lián)熱阻的關(guān)系，兩條路徑上的溫差相等，那么有

若基體溫度為Tb＝300K恒定，那么熱流計(jì)頭部最高溫度為

以上就是熱流計(jì)的一維熱阻匹配分析，該結(jié)構(gòu)的傳感器能夠測量的最大熱流密度為290W／cm2，傳感器頭部的最高溫度為812K。熱阻匹配近似分析雖然存在著一定的誤差，但有助于摸清熱流計(jì)的熱傳導(dǎo)規(guī)律，優(yōu)化熱流計(jì)設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)。由于傳感器的加工過程中會產(chǎn)生誤差，實(shí)際熱流計(jì)的熱流和溫度量程與熱阻匹配分析的結(jié)果存在著一定誤差，這需要通過實(shí)驗(yàn)測量來修正。

2.3 不同材料對傳感器性能的影響

熱流計(jì)整體作為一個(gè)測量元件，信號強(qiáng)度與響應(yīng)時(shí)間主要決定于康銅片的直徑、隔熱陶瓷的厚度、材料性質(zhì)以及外殼的尺寸、材料性質(zhì)等參數(shù)。其中，隔熱陶瓷需要具有絕緣、耐高溫和可加工等特性［5］。該研究主要測試了兩種陶瓷材料：一種是六方氮化硼陶瓷，另一種是微晶云母陶瓷。氮化硼陶瓷的導(dǎo)熱系數(shù)較大，約為30W／（m·K）。云母陶瓷的導(dǎo)熱系數(shù)非常低，僅為1W／（m·K）左右。通過實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)傳感器頭部的隔熱陶瓷采用云母材料時(shí)，傳感器的響應(yīng)時(shí)間比較長，若改為氮化硼陶瓷，則相應(yīng)時(shí)間大大縮短。

圖6給出了同樣熱流強(qiáng)度下的不同外殼材料與結(jié)構(gòu)的傳感器的信號響應(yīng)曲線。如圖所示，對于采用同樣厚度氮化硼陶瓷的傳感器，紫銅材料的外殼對應(yīng)的響應(yīng)時(shí)間最短，其次分別是鋁、黃銅和不銹鋼。氮化硼陶瓷的厚度對于響應(yīng)時(shí)間的影響不是很大，但是對信號強(qiáng)度的影響較大。由圖可知，同樣的紫銅外殼的傳感器，2mm厚的氮化硼對應(yīng)的信號強(qiáng)度大約是3mm厚的兩倍。為了便于比較，同時(shí)還測量了不安裝外殼以及無隔熱陶瓷傳感器的響應(yīng)曲線?？梢钥吹剑话惭b隔熱陶瓷與金屬外殼的傳感器的信號強(qiáng)度最強(qiáng)，響應(yīng)時(shí)間最短。但是在超聲速燃燒室的測量中，由于溫度較高、熱流密度較大，為了防止熱流計(jì)被燒蝕，需要安裝隔熱陶瓷和金屬外殼對傳感器進(jìn)行保護(hù)。因此，從以上對比實(shí)驗(yàn)可以看出，采用紫銅外殼、薄隔熱陶瓷的熱流計(jì)的信號綜合性能最優(yōu)秀。

圖6 安裝不同外殼、不同尺寸的隔熱層的傳感器的響應(yīng)曲線Fig.6 Response curves for sensors with different shell material and insulator thickness

3 熱流與壁溫的標(biāo)定

3.1 熱流／電壓標(biāo)定

根據(jù)圖3中的理論計(jì)算結(jié)果與熱電偶的性質(zhì)，傳感器的輸出信號與待測熱流之間的線性關(guān)系為：

（23）式中的K′為所開發(fā)的傳感器輸出信號常數(shù)，僅與傳感器的結(jié)構(gòu)參數(shù)有關(guān)。因此，熱流測量之前，需要對傳感器的系數(shù)K′進(jìn)行標(biāo)定。

為了得到線性度與重復(fù)性較好的標(biāo)定系數(shù)，采用了基于輻射傳熱的標(biāo)定方法。如圖7所示，輻射傳熱的標(biāo)定實(shí)驗(yàn)中采用輻射臺對熱流傳感器加熱，輻射加熱臺由一排等間距排列的碘鎢燈組成，單支燈管的最高功率可達(dá)2kW。將商用熱流傳感器與開發(fā)的傳感器同時(shí)置于輻射臺中間正下方等距離處。經(jīng)過理論計(jì)算和實(shí)驗(yàn)測量，輻射臺中間正下方的輻射熱流密度的均勻性非常好，可以認(rèn)為兩種傳感器所測的熱流密度相等。調(diào)節(jié)輻射功率，根據(jù)商用的標(biāo)準(zhǔn)熱流計(jì)測量不同功率下的輻射熱流，從而得出一系列的標(biāo)定系數(shù)。標(biāo)定結(jié)果如圖8所示?？梢钥闯觯瑹崃鳎妷呵€基本上為一條直線。采用線性回歸擬合直線，輻射傳熱的標(biāo)定系數(shù)為7.57W／（cm2·mV），直線擬合相對誤差為1.7%。

圖7 輻射傳熱標(biāo)定裝置圖Fig.7 Sketch of radiation heating calibration

圖8 熱流／電壓標(biāo)定曲線Fig.8 Calibration curve of heat flux vs voltage

3.2 壁溫／電壓標(biāo)定

根據(jù)超聲速氣流對流換熱關(guān)系，燃燒室壁面熱流與當(dāng)?shù)乇跍孛芮邢嚓P(guān)，為了獲得歸一化的對流換熱規(guī)律，需要同步測量壁面熱流與溫度。然而，燃燒室的壁面溫度可達(dá)2000～3000K以上，普通熱電偶難以準(zhǔn)確測量。而采用研制的主動冷卻熱流傳感器，則可以通過測量冷卻后較低的基體溫度，同時(shí)根據(jù)固體熱傳導(dǎo)熱流／溫差的線性關(guān)系來反推出冷卻條件下傳感器頭部的壁面溫度，從而獲得歸一化的壁面對流換熱規(guī)律。

從圖3中的氮化硼上表面溫度隨熱流變化曲線可以看出，傳感器頭部溫度TBN與銅基體的溫度Tbase之差與待測熱流q存在線性關(guān)系：

但是，由于頭部溫度分布不均勻，可以取頭部的平均溫度為特征溫度。數(shù)值分析證明，該特征溫度也符合（24）式中的線性關(guān)系。實(shí)際測量實(shí)驗(yàn)中，頭部溫度全用特征溫度代替，為了方便起見，這里仍用TBN表示頭部特征溫度。根據(jù)熱電偶原理，溫度與輸出熱電勢成正比，因此有

（25）式中，系數(shù)C為傳感器常數(shù)。因此，通過同時(shí)測量熱流計(jì)頭部溫度TBN、基體溫度Tbase與輸出電壓E，就能夠得到系數(shù)C的標(biāo)定值。

圖9給出了傳感器頭部與銅基體溫差ΔT與電壓E的標(biāo)定曲線，經(jīng)由直線擬合，得到溫差和電壓的線性系數(shù)為49.1K／mV，直線擬合相對誤差為0.73%。頭部溫度TBN就可以通過測量銅基體溫度與電壓的反推而獲得。

圖9 溫差／電壓標(biāo)定曲線Fig.9 Calibration curve of temperature difference vs output signal voltage

綜上所述，對熱流計(jì)進(jìn)行了熱流／電壓標(biāo)定與溫差／電壓標(biāo)定，均獲得了較好的線性系數(shù)。但是，由于標(biāo)定設(shè)備的加熱能力與標(biāo)準(zhǔn)熱流計(jì)的量程兩方面的限制，使得標(biāo)定范圍不是很大，僅為10W／cm2。國家計(jì)量院現(xiàn)有的熱流計(jì)穩(wěn)態(tài)標(biāo)定量程最高也僅為0.3W／cm2。實(shí)際測量中對于超量程的測量采取了標(biāo)定系數(shù)恒定的假設(shè)。進(jìn)一步的高熱流的標(biāo)定方案仍在研究中。

4 超聲速燃燒室熱環(huán)境的初步測量

采用研制的熱流／壁溫一體化傳感器對燃燒室的熱環(huán)境進(jìn)行了初步測量。實(shí)驗(yàn)在中科院力學(xué)所的長時(shí)間直聯(lián)式超燃試驗(yàn)平臺上進(jìn)行，該實(shí)驗(yàn)臺的加熱器、隔離段、燃燒室等零部件均采用了通水冷卻的措施，使得實(shí)驗(yàn)臺能夠進(jìn)行60s以上的超聲速燃燒試驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)臺的加熱器通過燒氫補(bǔ)氧的方式能夠產(chǎn)生總溫1200～2000K，總壓1.0MPa以上的高焓氣流，再通過噴管加速到超聲速進(jìn)入燃燒室。

圖10所示是主動冷卻超聲速燃燒室示意圖，尺寸單位為mm，7枚熱流計(jì)在超聲速燃燒試驗(yàn)臺上的安裝情況如圖所示。隔離段安裝了2枚傳感器，燃燒室5枚。熱流計(jì)直徑為18mm，長度為20mm；金屬外殼采用紫銅材料，壁厚2mm；隔熱陶瓷為氮化硼，直徑12mm，厚度3mm。

燃燒室來流馬赫數(shù)2.5，總溫1650K，總壓1.4MPa，流量約1.3kg／s，煤油燃燒當(dāng)量比0.67。加熱器在第4s點(diǎn)火，空氣主流運(yùn)行，第19s時(shí)刻，煤油噴注燃燒室點(diǎn)火燃燒，持續(xù)至38s結(jié)束。

圖10 主動冷卻超聲速燃燒室示意圖（單位：mm）Fig.10 Sketch of active cooling supersonic model combustor（all dimensions in mm）

圖11與12分別給出了燃燒室的熱流與壁溫響應(yīng)曲線。從圖中可以看到，煤油點(diǎn)火之前，兩條曲線均從第4s時(shí)開始爬升，在第10s時(shí)基本達(dá)到穩(wěn)定；18s煤油點(diǎn)火之后，曲線在20s開始爬升，25s達(dá)到平衡。以上結(jié)果說明，熱流計(jì)的響應(yīng)時(shí)間在5s左右，并且在煤油燃燒接近3000K、熱流密度200W／cm2的環(huán)境中能夠正常工作20s以上，得到穩(wěn)態(tài)的測量結(jié)果。

圖11 熱流響應(yīng)曲線Fig.11 Time histories of measured heat flux

圖12 壁溫響應(yīng)曲線Fig.12 Time histories of measured wall temperature

圖13與14所示為無煤油燃燒和煤油燃燒兩種情況下穩(wěn)態(tài)時(shí)刻的熱流、壁溫分布曲線。從圖中可以看出，無煤油燃燒時(shí)，熱流密度與壁溫整體呈下降規(guī)律，這是由于壁面冷卻導(dǎo)致熱流減小。煤油燃燒時(shí)，熱流密度分布呈先升高后減小的規(guī)律，從煤油點(diǎn)火點(diǎn)開始升高，凹腔下游處為最大熱流值，約180W／cm2，溫度也是呈先升高再減小的趨勢，最高壁溫位于凹腔下游處，約1300K。隔離段的第二個(gè)點(diǎn)的壁溫稍高，壁溫凹腔下游x＝0.95m處的壁溫測量值較低，均可能是由標(biāo)定的誤差引起的。作為比較，采用Eckert參考焓值法［6］對相應(yīng)條件下隔離段的熱流進(jìn)行了計(jì)算，結(jié)果表明在壁面溫度800K時(shí)的壁面熱流約為50W／cm2，與實(shí)驗(yàn)測量中的隔離段熱流值吻合較好。

圖13 無煤油燃燒與煤油燃燒時(shí)的熱流分布Fig.13 Heat flux distributions along the combustor with and without combustion

圖14 無煤油燃燒與煤油燃燒時(shí)的壁面溫度分布Fig.14 Wall temperature distributions along the combustor with and without combustion

5 結(jié) 論

針對超燃沖壓發(fā)動機(jī)燃燒室熱環(huán)境測量的要求，發(fā)展了一套高溫壁面熱流／溫度一體化測量技術(shù)。提出了基于一維熱阻匹配分析的傳感器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的新方法，可以針對靈敏度與響應(yīng)時(shí)間的實(shí)際需求，靈活設(shè)計(jì)與優(yōu)化傳感器的結(jié)構(gòu)、水冷卻結(jié)構(gòu)、金屬外殼和陶瓷隔熱層，大幅提高了傳感器的生存能力。提出了通過熱流和探針基體溫度的同步測量間接獲得傳感器頭部溫度的新方法。采用輻射加熱方式，對傳感器進(jìn)行了標(biāo)定，獲得了線性度較好的熱流／電壓、壁溫／電壓標(biāo)定曲線。利用該技術(shù)，在長時(shí)間超燃實(shí)驗(yàn)臺上進(jìn)行了初步測量。結(jié)果表明：熱流計(jì)的響應(yīng)時(shí)間在5s左右，量程達(dá)到200W／cm2，生存能力較強(qiáng)，可以在高焓高速氣流中多次重復(fù)使用，基本滿足超燃沖壓發(fā)動機(jī)熱環(huán)境測量的需要。但是，由于傳感器的主要材料為銅，與燃燒室的不銹鋼材料不同，長時(shí)間測量時(shí)，傳感器頭部表面溫度與周圍燃燒室的表面溫度有差別，會給熱流測量數(shù)據(jù)帶來一定的誤差，具體的誤差修正仍需要進(jìn)一步的研究。

致謝：實(shí)驗(yàn)得到了俞剛和李建國研究員的指導(dǎo)，熱流傳感器的設(shè)計(jì)、加工與測試得到了孟令瑾、李英、王景泉、魏雪松與黃鵬等同志的技術(shù)支持，作者在此表示衷心的感謝！

［1］ RICHARD M T，JOHN L F，TONY L.A thermal management systems model for the NASA GTX RBCC concept［R］.NASA／CR－2002－211587.

［2］ JAN M S，SEBASTIAN K，KLAUS H.Ground testing of the HyShotⅡscramjet configuration in HEG［R］.AIAA 2008－2547.

［3］ GARDON R.An instrument for the direct measurement of intense thermal radiation［J］.Review of Scientific Instruments，1953，24.

［4］ IEC.International standard，Thermocouple－Part 1：Reference tables［S］.IEC584－1，1995.

［5］ 宗宮重行.近代陶瓷［M］.上海：同濟(jì)大學(xué)出版社，1986.

［6］ ECKERT E R G.Engineering relations for friction and heat transfer to surfaces in high velocity flow［J］.Journal of the Aeronautical Sciences，1955，22.