郝雪帆,曹濤鋒,張 虎*

(1.西安交通大學(xué) 航天航空學(xué)院 陜西省先進(jìn)飛行器服役環(huán)境與控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 710049;2.西安航天動(dòng)力技術(shù)研究所,西安 710025)

0 引言

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)(固體發(fā)動(dòng)機(jī))因其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、響應(yīng)快速、可靠性高等特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于運(yùn)載火箭、導(dǎo)彈武器、姿軌控制等領(lǐng)域[1-3]。固體發(fā)動(dòng)機(jī)采用半被動(dòng)熱防護(hù)方式,通過燃燒室內(nèi)絕熱層和噴管熱防護(hù)材料的燒蝕來保證燃燒室及噴管殼體正常工作。工程設(shè)計(jì)這些熱防護(hù)材料的厚度時(shí)留有一定裕量,其設(shè)計(jì)精細(xì)化水平關(guān)系到發(fā)動(dòng)機(jī)質(zhì)量比、安全性、噴管效率等性能指標(biāo),對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)綜合性能有著重要影響[4-6]。固體發(fā)動(dòng)機(jī)熱防護(hù)材料的燒蝕是一種多種物理化學(xué)現(xiàn)象強(qiáng)耦合的復(fù)雜過程[7-8],準(zhǔn)確獲得發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部熱環(huán)境參數(shù)是對(duì)熱防護(hù)材料進(jìn)行精細(xì)化設(shè)計(jì)的重要前提。固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部熱環(huán)境參數(shù)的準(zhǔn)確獲取難度較大,主要受限于以下兩個(gè)方面：一方面,燒蝕材料表面存在著兩相流動(dòng)、對(duì)流傳熱、輻射傳熱耦合的復(fù)雜流動(dòng)傳熱現(xiàn)象,使得熱防護(hù)材料服役熱邊界條件難以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)。固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部的流動(dòng)傳熱過程包括含熔融燃燒顆粒的多組分燃?xì)庑纬傻母邷馗邏簝上鄬?duì)流傳熱以及燃?xì)夂腿廴陬w粒的參與性輻射傳熱,壁面附近還存在著熔融顆粒沉積、熱化學(xué)燒蝕和機(jī)械侵蝕,這些復(fù)雜物理過程的準(zhǔn)確建模和精確計(jì)算還存在著顯著不足[1,4,7]。另一方面,發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)高溫(>3000 K)、高壓(>5 MPa)等嚴(yán)苛的服役工況也使得內(nèi)部熱環(huán)境參數(shù)的原位動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)難以準(zhǔn)確獲得。發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)含熔融顆粒沖擊的熱流環(huán)境以及熱防護(hù)材料表面燒蝕過程中的動(dòng)態(tài)退移導(dǎo)致難以直接對(duì)壁面熱流進(jìn)行準(zhǔn)確測(cè)量。埋入傳感器的測(cè)量結(jié)果也會(huì)受到傳感器與熱防護(hù)材料熱慣性差異的影響,部分測(cè)量結(jié)果經(jīng)辨識(shí)處理才能得到表面熱流參數(shù),辨識(shí)精度不僅受到瞬態(tài)效應(yīng)影響,還受到熱防護(hù)材料燒蝕過程中變化的材料物性參數(shù)等因素的影響。由于缺乏準(zhǔn)確可靠的原位動(dòng)態(tài)測(cè)量數(shù)據(jù),使得數(shù)值預(yù)示方法無法得到有效驗(yàn)證,進(jìn)一步限制了固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部熱流環(huán)境數(shù)值預(yù)示方法的發(fā)展[9]。

與固體發(fā)動(dòng)機(jī)熱防護(hù)材料厚度精細(xì)化設(shè)計(jì)相關(guān)的熱環(huán)境參數(shù)主要是內(nèi)壁面溫度和熱流[10-12],到達(dá)熱防護(hù)材料表面的總熱流包括對(duì)流熱流和輻射熱流,噴管中對(duì)流傳熱占據(jù)主導(dǎo)因素[9,13],燃燒室中顆粒與燃?xì)鈪⑴c的輻射傳熱是主要的傳熱機(jī)制,甚至接近燃燒室內(nèi)壁面總熱流[9,13],對(duì)絕熱層的燒蝕過程影響顯著[10-12]。因此,燃燒室內(nèi)壁面輻射熱流需要特別關(guān)注[12]。國(guó)內(nèi)外研究機(jī)構(gòu)針對(duì)固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部熱環(huán)境的實(shí)驗(yàn)測(cè)量已開展了一些研究,但在高精度的原位動(dòng)態(tài)溫度和熱流測(cè)量方法上依然存在明顯不足,并缺少準(zhǔn)確可靠的內(nèi)壁面輻射熱流實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。為全面了解固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部熱環(huán)境實(shí)驗(yàn)研究現(xiàn)狀,本文從固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面溫度、總熱流和輻射熱流測(cè)量三個(gè)方面對(duì)國(guó)內(nèi)外研究進(jìn)展進(jìn)行詳細(xì)的調(diào)研,總結(jié)了各類方法的測(cè)量原理、特點(diǎn)及應(yīng)用現(xiàn)狀,并對(duì)這些方法用于固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部熱環(huán)境測(cè)量進(jìn)行了評(píng)述和展望。

1 內(nèi)壁面溫度測(cè)量

如圖1所示,常用的溫度測(cè)量方法可分為接觸式和非接觸式兩類,其中接觸式測(cè)溫方法包括膨脹式測(cè)溫、電量式測(cè)溫、光電式測(cè)溫及熱色測(cè)溫,非接觸式測(cè)溫方法包括光譜測(cè)溫、輻射測(cè)溫、干涉測(cè)溫和聲學(xué)測(cè)溫等[14-15]。固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部高溫高壓含熔融顆粒的燃?xì)鉀_刷環(huán)境使得多數(shù)常規(guī)測(cè)溫方法不適用于其內(nèi)壁面溫度測(cè)量。較為適用的方法主要有熱電偶測(cè)溫、黑體光纖測(cè)溫和超聲測(cè)溫,下面分別對(duì)這三種方法在固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面溫度測(cè)量中的應(yīng)用進(jìn)行介紹。

圖1 溫度測(cè)量方法分類[14-15]Fig.1 Classification of the temperature measurement methods[14-15]

1.1 熱電偶測(cè)溫

熱電偶測(cè)溫在固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁熱環(huán)境測(cè)量中得到了較為廣泛的應(yīng)用。測(cè)溫上限最高的鎢-錸熱電偶工作溫度可達(dá)2500 K,但在氧化性環(huán)境下會(huì)出現(xiàn)失效的問題[14]。熱電偶按照安裝方式可分為鎧裝熱電偶、埋設(shè)熱電偶和薄膜熱電偶三類。薄膜熱電偶適用于超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)和航空發(fā)動(dòng)機(jī)中非燒蝕表面的溫度測(cè)量,而對(duì)于固體發(fā)動(dòng)機(jī)中存在燒蝕和動(dòng)態(tài)退移的表面并不適用。下面主要介紹鎧裝熱電偶和埋設(shè)熱電偶在固體發(fā)動(dòng)機(jī)中的應(yīng)用。

由于具有堅(jiān)固耐用的優(yōu)點(diǎn),鎧裝熱電偶被廣泛應(yīng)用于固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面溫度的測(cè)量[16-25]。在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方面,由于發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)溫度較高,鎧裝熱電偶絲一般為耐溫上限較高的鎳鉻-鎳硅或鉑-銠等貴金屬材料,熱電偶外包裹陶瓷材料等制成的耐高溫抗氧化保護(hù)套。在安裝方面,多數(shù)研究通過鉆孔將其安裝在離發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)表面一定距離處,以避免高溫燃?xì)獾臎_刷,無法直接測(cè)得內(nèi)壁面溫度,需開發(fā)溫度辨識(shí)方法反推內(nèi)壁面溫度。航天科技八院801所[16]和美國(guó)NANMAC公司[17-18]采用鉑銠-鉑熱電偶分別測(cè)得的喉襯內(nèi)壁面下2.5 mm處和燃燒室絕熱層內(nèi)壁面下0.6 mm處的最高溫度均超過了2000 K,但并未對(duì)內(nèi)壁面溫度進(jìn)行反演。開發(fā)耐燒蝕環(huán)境的鎧裝熱電偶,可與燃?xì)庵苯咏佑|測(cè)量壁面溫度,如NANMAC公司于20世紀(jì)80年代研發(fā)了一系列快響應(yīng)燒蝕熱電偶[18],如圖2所示,這類熱電偶可在端部發(fā)生燒蝕的情況下不斷形成新的測(cè)量結(jié)點(diǎn),從而實(shí)現(xiàn)燒蝕狀態(tài)下的測(cè)量[19]。航天科工六院41所[20]將其用于測(cè)量固體發(fā)動(dòng)機(jī)喉襯內(nèi)壁面溫度,獲得了燃燒室內(nèi)壓以及喉襯壁面溫度和熱流,如圖3所示。航天科技八院801所[21]用其埋于內(nèi)壁面下測(cè)得的溫度結(jié)合Beck序列函數(shù)法反推了喉襯內(nèi)壁面溫度,反演的最高溫度達(dá)1923 K,如圖4所示,獲得的另一內(nèi)壁下測(cè)點(diǎn)溫度反演值與測(cè)量值對(duì)比顯示其最大誤差為7.9%,但在反演過程中未考慮表面燒蝕的影響。鎧裝熱電偶的外殼材料對(duì)測(cè)量結(jié)果有很大影響,相同熱電偶絲在同樣的工況下采用熱物性更接近壁面材料的殼體材料測(cè)得的溫度更準(zhǔn)確[18],如圖5所示。

圖2 NANMAC公司的快響應(yīng)燒蝕熱電偶[19]Fig.2 Fast-response eroding thermocouple of NANMAC[19]

(a)Temperature (b)Heat flux圖3 測(cè)得的燃燒室壓強(qiáng)和喉襯內(nèi)溫度及熱流[20]Fig.3 Measured pressure of combustion chamber temperature and heat flux of inner surface of throat[20]

(a)Temperature (b)Heat flux (c)Temperature of measuring point圖4 喉襯內(nèi)壁面的溫度、熱流及內(nèi)壁中測(cè)點(diǎn)的溫度[21]Fig.4 Temperature,heat flux of the inner surface of throat and temperature of measuring point in throat[21]

圖5 外殼材料對(duì)鎧裝熱電偶測(cè)量結(jié)果的影響[18]Fig.5 Influence of case material on measured results of armored thermocouple[18]

(a)Image of the holes drilled (b)X-ray image圖6 電火花加工技術(shù)鉆孔圖像及預(yù)埋[28]熱電偶噴管的X-射線圖像[29]Fig.6 Image of the holes drilled with the EDM technique[28] and X-ray image of the nozzle with pre-buried thermocouples[29]

為減小熱物性不匹配對(duì)測(cè)量區(qū)域原始溫度場(chǎng)造成的擾動(dòng),可采用埋設(shè)熱電偶絲的方式測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面的溫度[26-30],熱電偶絲可通過鉆細(xì)孔的方式插入材料內(nèi)部[26-28],如圖6(a)所示,也可在熱防護(hù)材料成型時(shí)將熱電偶埋設(shè)其中[29-30],通過內(nèi)部測(cè)點(diǎn)溫度經(jīng)反問題辨識(shí)獲得內(nèi)壁面溫度。

為減小熱電偶對(duì)原始熱環(huán)境的熱擾動(dòng),提高響應(yīng)速度,熱電偶絲直徑需要盡可能細(xì),并將熱電偶端頭垂直熱流方向埋入。壁面材料在成型固化時(shí)具有一定流動(dòng)性,為確定熱電偶測(cè)溫點(diǎn)精確位置,可結(jié)合X-射線技術(shù)進(jìn)行探測(cè)[29],如圖6(b)所示。這種方式相比鎧裝熱電偶對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)熱擾動(dòng)更小,響應(yīng)速度更快,但實(shí)施成本和操作難度較大,美國(guó)Aermotherm公司[29]和ATK公司[30]分別將其用于噴管和燃燒室絕熱層內(nèi)部溫度測(cè)量。

為克服鎧裝熱電偶對(duì)原位溫度場(chǎng)擾動(dòng)大和埋設(shè)熱電偶實(shí)施難度大的缺點(diǎn),一些機(jī)構(gòu)開發(fā)了燒蝕材料探頭用于固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面溫度測(cè)量[31-34]。如圖7所示,燒蝕材料探頭的測(cè)量原理是將若干熱電偶絲嵌入與發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面材料相同的材料中制成探頭,然后埋入發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁中,通過辨識(shí)方法反推壁面溫度。Aerotherm公司[31]基于鎢-錸熱電偶加工成的燒蝕探頭測(cè)得噴管內(nèi)壁下3.8 mm處的溫度超過2200 K。ATK公司[32]很早便將其用于固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁溫度測(cè)量,并對(duì)其進(jìn)行了改進(jìn)。賓夕法尼亞州立大學(xué)[33]的研究人員用圖7(a)所示的燒蝕探頭測(cè)量了燃燒室絕熱層近表面的溫度。圖8(a)的結(jié)果顯示測(cè)點(diǎn)越靠近表面則升溫速率越大且會(huì)因燒蝕而失效。西北工業(yè)大學(xué)的研究團(tuán)隊(duì)[34]利用燒蝕探頭測(cè)得了固體發(fā)動(dòng)機(jī)中受熔融顆粒沖擊部分絕熱層內(nèi)部溫度,如圖8(b)所示,并推斷靠近內(nèi)壁面測(cè)點(diǎn)溫度的下降和二次升高分別對(duì)應(yīng)著初始沉積層的形成和液滴穩(wěn)態(tài)沉積過程。

(a)Schematic diagram (b)X-ray image (c)Photo圖7 燒蝕材料探頭示意圖[33]、X-射線圖像[33]及實(shí)物圖[2]Fig.7 Schematic diagram[33],X-ray image[33]and photo[32]of the ablative plug

(a)Pennsylvania state university[33] (b)Northwestern polytechnic university[34]圖8 燒蝕探頭測(cè)量的溫度Fig.8 Measured temperature of ablative plug

1.2 黑體光纖測(cè)溫

如圖9(a)所示,黑體光纖測(cè)溫的原理是將高發(fā)射率材料腔體埋入待測(cè)部位,通過光纖將腔體發(fā)出的輻射信號(hào)傳輸至數(shù)采裝置并通過信號(hào)處理獲得目標(biāo)溫度[35]。用于高溫測(cè)量的光纖一般為藍(lán)寶石光纖,黑體腔一般由陶瓷或金屬材料濺射而成[35-37]。

圖9 黑體光纖測(cè)溫示意圖[35-36]Fig.9 Schematic of temperature measurement with optical fiber and blackbody[35-36]

受限于藍(lán)寶石光纖的熔點(diǎn)(～2300 K),多數(shù)研究中測(cè)溫上限為2200 K左右,浙江大學(xué)童利民等采用熔點(diǎn)更高的氧化釔-氧化鋯單晶光纖(～2973 K)實(shí)現(xiàn)了2573 K以上的溫度測(cè)量[36-37]。光纖測(cè)溫在高溫下精度較高,溫度低于873 K時(shí)精度不高[36]。通過在端頭摻雜Cr+引入熒光測(cè)溫機(jī)制來解決低溫下精度下降的問題,如圖9(b)所示,但這種端頭的制作和標(biāo)定較復(fù)雜,且耐2300 K以上高溫的單晶光纖尚處于實(shí)驗(yàn)室研制階段[36]。法國(guó)航空航天研究院(ONERA)研發(fā)了用于燒蝕材料內(nèi)部溫度測(cè)量的黑體光纖傳感器[38-39],中北大學(xué)[40]研發(fā)了測(cè)溫上限達(dá)2273 K的藍(lán)寶石光纖黑體腔高溫傳感器,并測(cè)量了某發(fā)射箱前框瞬態(tài)最高溫度為1738 K,但用于固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面溫度測(cè)量方面的研究還未見公開報(bào)道。

1.3 超聲測(cè)溫

固體中的超聲波傳播速度與溫度相關(guān),因此可通過測(cè)量固體中的超聲速度間接測(cè)量材料溫度。如圖10所示,超聲換能器激發(fā)的超聲信號(hào)沿波導(dǎo)材料向前傳播,當(dāng)超聲信號(hào)傳播到有若干凹槽的端面處時(shí)會(huì)產(chǎn)生若干不同的回波信號(hào),在已知凹槽間隔的情況下,通過測(cè)量超聲回波的時(shí)間差可計(jì)算端面處的超聲速度。超聲測(cè)溫起源于20世紀(jì)60年代,主要用于核反應(yīng)堆堆芯溫度測(cè)量[41]。采用高溫合金作為波導(dǎo)材料的超聲測(cè)溫方法可實(shí)現(xiàn)3200 K以上的溫度測(cè)量[44],但高溫校準(zhǔn)和信號(hào)處理較為復(fù)雜,在航天航空領(lǐng)域應(yīng)用不多。2018年中北大學(xué)魏艷龍等設(shè)計(jì)了一套基于銥銠合金超聲導(dǎo)波的測(cè)溫系統(tǒng)[41],如圖11所示,通過在銥銠合金波導(dǎo)材料外面加裝隔熱材料、壓蓋和耐高溫保護(hù)鞘制成溫度傳感器,并利用高溫加熱爐及鉑銠熱電偶進(jìn)行標(biāo)定,將傳感器安裝在固體發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室中,測(cè)溫端頭直接與高溫燃?xì)饨佑|,結(jié)果如圖12所示,測(cè)得的最高溫度為2017 K,且溫度的下降相比壓強(qiáng)的下降有一定滯后。中北大學(xué)[40]基于鎢錸合金研制的超聲波導(dǎo)測(cè)溫系統(tǒng)理論測(cè)溫上限達(dá)3273 K,并在發(fā)動(dòng)機(jī)中實(shí)現(xiàn)了2473 K的溫度測(cè)量。

圖10 超聲波測(cè)溫法示意圖[41]Fig.10 Schematic diagram of ultrasonic measurement method[41]

圖11 超聲波測(cè)溫傳感器示意圖[41]Fig.11 Schematic structure of ultrasonic temperature measurement sensor[41]

(a)Pressure (b)Temperature圖12 測(cè)的燃燒室壓強(qiáng)與溫度[41]Fig.12 Measured pressure and temperature of combustion chamber[41]

上述測(cè)溫方法在固體發(fā)動(dòng)機(jī)中的應(yīng)用情況總結(jié)在表1中。熱電偶的三種實(shí)施方式均有應(yīng)用,鎧裝熱電偶法的誤差定量分析尚未見報(bào)道,埋設(shè)熱電偶的反演模型中一般忽略內(nèi)壁面的燒蝕與動(dòng)態(tài)退移,三種方法都無法直接對(duì)實(shí)際固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁溫度實(shí)現(xiàn)精確的測(cè)量。黑體光纖和超聲測(cè)溫的測(cè)溫上限相對(duì)更高,但由于涉及的物理量中間轉(zhuǎn)化過程多、測(cè)溫系統(tǒng)復(fù)雜、高溫校準(zhǔn)難度大,在固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁溫度測(cè)量方面的應(yīng)用尚不廣泛。

表1 內(nèi)壁面溫度測(cè)量總結(jié)Table 1 Summary of temperature measurement for internal surface

2 內(nèi)壁面總熱流測(cè)量

常用的熱流測(cè)量方法按其原理可分為三種,分別是基于溫度梯度、基于能量平衡和基于半無限大體假設(shè)的測(cè)量方法[42-44],如圖13所示。三種方法在固體發(fā)動(dòng)機(jī)中均有應(yīng)用,根據(jù)其安裝形式可分為嵌入式和內(nèi)置式兩類。下面分別對(duì)這兩類方法在固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面總熱流測(cè)量中的應(yīng)用進(jìn)行介紹。

圖13 熱流測(cè)量方法總結(jié)[42-44]Fig.13 Summary of the heat flux measurement methods[42-44]

(a)Temperature (b)Heat flux (c)Heat transfer coefficient of wall圖14 埋入熱流傳感器對(duì)固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面熱環(huán)境的影響[33]Fig.14 Influence of embedded heat flux sensor on the inner thermal environment of SRM[33]

2.1 嵌入式測(cè)量方法

嵌入式測(cè)量方法通過將熱流傳感器嵌入發(fā)動(dòng)機(jī)壁面材料中,傳感區(qū)域與壁面平齊,從而測(cè)量?jī)?nèi)部熱環(huán)境作用到壁面的熱流[45-46],但埋入傳感器的引入會(huì)影響原位熱環(huán)境[33]。賓夕法尼亞州立大學(xué)Martin[33]指出,固體發(fā)動(dòng)機(jī)絕熱層內(nèi)埋入熱流傳感器后,受傳感器熱物性與熱防護(hù)材料之間的差異及傳感器為確保高溫環(huán)境下的安全服役引入的水冷措施,會(huì)引起傳感器周圍溫度場(chǎng)變化,進(jìn)而引起壁面對(duì)流換熱系數(shù)和熱流密度的變化,最終導(dǎo)致測(cè)量值偏離原始熱環(huán)境參數(shù),如圖14所示。該方法實(shí)施方便,實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)熱流測(cè)量中一般優(yōu)選這種方法。因此,下面介紹實(shí)際應(yīng)用的幾種嵌入式熱流測(cè)量方法。

水卡量熱計(jì)通過測(cè)量熱流計(jì)冷卻水的溫升得到進(jìn)入熱流計(jì)的熱流密度。該方法基于能量平衡原理,需在穩(wěn)態(tài)工況下使用,所需點(diǎn)火時(shí)間較長(zhǎng),測(cè)量的是冷卻水覆蓋區(qū)域的平均熱流[47-50]。西北工業(yè)大學(xué)團(tuán)隊(duì)[47-49]設(shè)計(jì)了一種水卡量熱計(jì)并測(cè)量了含金屬推進(jìn)劑固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)受熔融顆粒沖擊壁面的總熱流,其結(jié)構(gòu)如圖15所示,該量熱計(jì)利用背面的銅質(zhì)環(huán)形通道加強(qiáng)換熱,并利用周圍包裹的隔熱材料減少散熱。實(shí)驗(yàn)中其最大測(cè)量值達(dá)7.1 MW/m2,但實(shí)驗(yàn)中銅質(zhì)換熱件表面溫度明顯低于燒蝕過程中絕熱層表面溫度,數(shù)據(jù)仍需進(jìn)行修正以轉(zhuǎn)化為實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)可用數(shù)據(jù)。

圖15 水卡量熱計(jì)結(jié)構(gòu)示意圖[47]Fig.15 Schematic structure of water calorimetry[47]

塞塊式量熱計(jì)通過測(cè)量嵌入在壁面材料內(nèi)部塞塊的溫升得到進(jìn)入塞塊的熱流,應(yīng)在溫度場(chǎng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)之前進(jìn)行測(cè)量[51]。為使塞塊表面接收熱流全部轉(zhuǎn)化為塞塊溫升,塞塊周圍一般布置隔熱材料或氣體環(huán)腔使塞塊周圍為近似絕熱,但實(shí)際上絕熱條件難以嚴(yán)格滿足,且塞塊引入會(huì)影響局部溫度場(chǎng),影響測(cè)量精度[51]。塞塊式熱流計(jì)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、易于安裝,可在實(shí)驗(yàn)中大量應(yīng)用,但塞塊使用過后可能會(huì)發(fā)生燒蝕,一般只做單次使用[51]。賓夕法尼亞州立大學(xué)團(tuán)隊(duì)[52-55]使用塞塊式量熱計(jì)對(duì)含金屬推進(jìn)劑固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面多點(diǎn)的熱流進(jìn)行了測(cè)量,圖16為使用的塞塊式量熱計(jì),測(cè)得的最大熱流值為4.5 MW/m2,測(cè)量結(jié)果與CFD預(yù)測(cè)的趨勢(shì)一致,但測(cè)量精度未進(jìn)行定量分析。

圖16 塞塊式量熱計(jì)[53,55]Fig.16 Slug calorimeter[53,55]

戈登(Gardon)熱流計(jì)通過測(cè)量熱沉上圓形箔片中心與周圍熱沉的溫差獲得到達(dá)箔片表面的熱流,適用于穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)工況下的熱流測(cè)量[51]。西北工業(yè)大學(xué)研究團(tuán)隊(duì)[56]利用HT50-20型戈登熱流計(jì)測(cè)量了固體發(fā)動(dòng)機(jī)噴管喉部壁面熱流,熱流計(jì)最高工作溫度達(dá)1873 K,響應(yīng)時(shí)間為0.1 s,測(cè)量的最大熱流為0.5 MW/m2。印度高能材料研究實(shí)驗(yàn)室[57]也使用戈登熱流計(jì)進(jìn)行了類似的測(cè)量。美國(guó)Sverdrup公司[50]利用這三種熱流計(jì)對(duì)受固體發(fā)動(dòng)機(jī)羽流沖擊壁面熱流進(jìn)行了測(cè)量,發(fā)現(xiàn)塞塊式量熱計(jì)和戈登熱流計(jì)在實(shí)驗(yàn)中都經(jīng)歷了嚴(yán)重的燒蝕,保守估計(jì)其測(cè)量誤差為20%～25%。

以上三種熱流測(cè)量方法均可直接測(cè)得表面熱流,但由于熱物性的差異和對(duì)原流場(chǎng)熱邊界層的擾動(dòng)形成的橫向熱傳導(dǎo)誤差與熱擾動(dòng)誤差使得其測(cè)量結(jié)果往往偏大,如圖14所示。早期的研究曾針對(duì)熱擾動(dòng)誤差提出過經(jīng)驗(yàn)方法來修正,但CFD模擬已表明其中引入的假設(shè)和近似使其在用于普遍情況時(shí)準(zhǔn)確性難以保證[33]。

鎧裝熱電偶通過測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面或結(jié)構(gòu)內(nèi)部的溫度,結(jié)合辨識(shí)方法可用來反推壁面熱流,因此往往與溫度測(cè)量一起進(jìn)行。對(duì)于燒蝕可忽略的表面,反演模型的控制方程僅為導(dǎo)熱方程,這也是目前大多數(shù)模型的反演基礎(chǔ)[18-21,58]。對(duì)于燒蝕不可忽略的表面,材料表面的熱化學(xué)反應(yīng)和動(dòng)態(tài)退移使得僅用熱傳導(dǎo)不足以描述材料的傳熱過程,此時(shí)還需結(jié)合表面參數(shù)和準(zhǔn)確的燒蝕模型來反演材料的熱響應(yīng)過程,此方面的研究目前還較少。

2.2 內(nèi)置式測(cè)量方法

內(nèi)置式測(cè)量方法是在內(nèi)壁不同位置處埋入熱電偶絲,測(cè)量測(cè)點(diǎn)處溫度,以反推內(nèi)壁面的熱流[45-46],該方法對(duì)結(jié)構(gòu)的熱擾動(dòng)小,響應(yīng)速度快。埋入熱電偶的方法分為預(yù)埋熱電偶絲和燒蝕材料探頭兩類。預(yù)埋熱電偶絲的工藝比較復(fù)雜,且其位置無法固定。目前,用到的大多是打孔埋入燒蝕材料探頭[33,59,60]。賓夕法尼亞大學(xué)MARTIN等[33,59]結(jié)合利用圖17所示的燒蝕探頭及導(dǎo)熱反問題分析得到了含金屬推進(jìn)劑固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面的總熱流,并通過另一測(cè)點(diǎn)溫度驗(yàn)證其可靠性,反演的無量綱表面熱流及溫度如18所示(受限于保密問題,溫度與熱流均為無量綱數(shù)值)。

圖17 熱電偶埋設(shè)位置示意圖[59]Fig.17 Schematic installation of thermocouples[59]

(a)Identified heat flux

西北工業(yè)大學(xué)關(guān)軼文等[60]采用類似的探頭和Beck非線性估計(jì)方法得到了含金屬推進(jìn)劑固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面的熱流,圖19和圖20分別為相應(yīng)的熱流探頭及反演的熱流數(shù)據(jù),最大值達(dá)32.5 MW/m2。Aerotherm公司的BARKER等[31]利用燒蝕探頭測(cè)量噴管內(nèi)部溫度,并將表面燒蝕參數(shù)作為燒蝕程序的輸入來計(jì)算噴管內(nèi)部熱響應(yīng),并不斷調(diào)整輸入?yún)?shù)直到噴管內(nèi)部熱響應(yīng)與測(cè)量值吻合后得到考慮燒蝕過程的內(nèi)壁面熱流。

圖19 熱流探頭結(jié)構(gòu)示意圖[60]Fig.19 Schematic structure of heat flux sensor[60]

圖20 熱流實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[60]Fig.20 Measured heat flux[60]

上述熱流測(cè)量方法在固體發(fā)動(dòng)機(jī)中的應(yīng)用情況總結(jié)在表2中,總體上嵌入式測(cè)量方法的實(shí)施難度較小,應(yīng)用廣泛,但存在對(duì)結(jié)構(gòu)熱擾動(dòng)大的問題,測(cè)量精度難以保證,內(nèi)置式測(cè)量方法對(duì)結(jié)構(gòu)的熱擾動(dòng)小,響應(yīng)速度更快,但需結(jié)合物性準(zhǔn)確測(cè)試和發(fā)展辨識(shí)方法,才能得到壁面熱流密度,在固體發(fā)動(dòng)機(jī)領(lǐng)域應(yīng)用仍較少。

表2 內(nèi)壁面總熱流測(cè)量總結(jié)Table 2 Summary of the total heat flux measurement for internal wall surface

3 內(nèi)壁面輻射熱流測(cè)量

目前國(guó)內(nèi)外針對(duì)固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面熱流的測(cè)量主要關(guān)注總熱流或?qū)α鳠崃?而對(duì)輻射熱流測(cè)量的實(shí)驗(yàn)研究相對(duì)較少。如圖21所示,含金屬推進(jìn)劑燃燒后產(chǎn)生的熔融顆?？赡軙?huì)沉積在發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面,影響輻射熱流計(jì)表面光路,導(dǎo)致其無法正常工作[33]。探測(cè)裝置及引入的顆粒沉積屏蔽措施也會(huì)改變探測(cè)器周圍的流場(chǎng)和溫度場(chǎng),使測(cè)量結(jié)果偏離真實(shí)工況[33]。上述困難和問題的存在,致使公開文獻(xiàn)中含金屬推進(jìn)劑發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部壁面輻射熱流測(cè)量的相關(guān)報(bào)道較少。

圖21 輻射熱流探頭附近的熔融顆粒沉積現(xiàn)象[33]Fig.21 Molten particle deposition near the radiative heat flux probe[33]

20世紀(jì)60年代美國(guó)Aerotherm公司BAKER等[31]針對(duì)含鋁推進(jìn)劑固體發(fā)動(dòng)機(jī)開發(fā)了一種基于戈登熱流計(jì)的輻射熱流測(cè)量探頭,如圖22所示,該探頭埋于壁面孔洞之下,用紅外波段透過性良好且機(jī)械強(qiáng)度較高的藍(lán)寶石窗口隔絕對(duì)流熱流,戈登熱流計(jì)則置于窗口之下。為避免熔融顆粒沉積,一股惰性氣流(如氮?dú)?流過熱流計(jì)周圍環(huán)腔,并垂直探頭表面射入上方孔洞中,起到吹掃熔融顆粒的作用,同時(shí)對(duì)熱流計(jì)進(jìn)行冷卻。實(shí)驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)喉部探頭上方孔洞的側(cè)壁出現(xiàn)了顆粒沉積,而出口錐部位的探頭卻無顆粒沉積出現(xiàn)。同一時(shí)期阿里亞尼彈道實(shí)驗(yàn)室BROOKLEY等[61]針對(duì)固體發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室絕熱層表面輻射熱流測(cè)量也設(shè)計(jì)了類似的探頭,并且探頭與內(nèi)表面齊平安裝其視場(chǎng)角相比BAKER等更不易受顆粒沉積影響,但燃燒室中顆粒速度更低,窗口表面出現(xiàn)了更多的沉積顆粒。使用冷卻氣流吹掃顆粒時(shí),吹掃氣流冷卻局部燃燒產(chǎn)物會(huì)導(dǎo)致探頭讀數(shù)偏低,需結(jié)合仿真分析,謹(jǐn)慎選擇氣流流量,保證在屏蔽顆粒的前提下又能減少對(duì)流場(chǎng)的干擾。

圖22 輻射熱流探頭結(jié)構(gòu)示意圖[31]Fig.22 Schematic structure of radiative heat flux probe[31]

20世紀(jì)90年代伊利諾伊大學(xué)ISHIHARA等[62]通過在藥柱中嵌入光纖實(shí)現(xiàn)了對(duì)藥柱表面入射輻射熱流的測(cè)量,如圖23所示。通過輻照燈加熱系統(tǒng)對(duì)光纖測(cè)量系統(tǒng)進(jìn)行標(biāo)定,并確定了光纖角度對(duì)輻射熱流的影響。藥柱點(diǎn)火燃燒后,對(duì)燃燒室進(jìn)行降壓猝熄,將光纖取出與未使用過的光纖在輻照燈下進(jìn)行測(cè)量對(duì)比后,確定光纖未受顆粒遮擋影響后再推算藥柱表面的輻射熱流。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明含鋁推進(jìn)劑燃燒表面的輻射熱流不可忽略,且其在總熱流中的占比隨壓強(qiáng)和鋁含量的增大而增大。實(shí)驗(yàn)中光纖幾乎垂直于藥柱表面,如圖24所示,即顆粒出射表面,因此未受到顆粒沉積的干擾,驗(yàn)證了光纖測(cè)量方法的可行性,但該方法在應(yīng)用于存在顆粒沉積的表面時(shí)需設(shè)計(jì)顆粒屏蔽措施。

圖23 輻射熱流測(cè)量裝置示意圖[62]Fig.23 Schematic diagram of radiative heat flux measurement[62]

圖24 藥柱中的光纖[62]Fig.24 Optical fiber in the propellant[62]

2013年賓夕法尼亞州大學(xué)MARTIN等[33,63]在實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)上設(shè)計(jì)了一種針對(duì)熔融氧化鋁顆粒沖擊環(huán)境下的輻射熱流測(cè)量裝置,如圖25所示。通過使用藍(lán)寶石窗口隔絕燃?xì)鈱?duì)流作用,并引入兩股惰性氣流一斜一正射向窗口上方,以防熔融顆粒沉積在窗口表面,在窗口下方使用Schmidt-Boelter熱流計(jì)測(cè)量透過窗口的輻射熱流。由于顆粒屏蔽裝置的設(shè)計(jì),該輻射熱流測(cè)量裝置存在接收視場(chǎng)角較小的問題。為減小屏蔽氣流對(duì)流場(chǎng)的干擾,MARTIN等通過對(duì)氣流流量進(jìn)行不斷調(diào)節(jié)來得到無顆粒沉積的最小氣流流量,并指出將輻射熱流裝置應(yīng)用到大型固體發(fā)動(dòng)機(jī)時(shí),需研究屏蔽氣流的影響規(guī)律以實(shí)現(xiàn)高精度測(cè)量。

圖25 防沖刷輻射熱流測(cè)量示意圖[63]Fig.25 Schematic diagram of radiative heat flux measurement with deposition elimination[63]

2019年斯坦福大學(xué)和羅馬大學(xué)的LECCESE等[64]針對(duì)混合火箭發(fā)動(dòng)機(jī)開發(fā)了一種輻射熱流測(cè)量裝置,如圖26所示。LECCESE等采用藍(lán)寶石窗口屏蔽燃?xì)獾膶?duì)流作用,在窗口下方用光纖將輻射信號(hào)傳至傅里葉光譜儀進(jìn)行處理分析。由于使用的光譜儀分析范圍僅為0.1～1.1 μm,需將信號(hào)按普朗克定律延拓后才能得到總輻射熱流。該團(tuán)隊(duì)還使用CFD方法計(jì)算了輻射熱流,并與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,發(fā)現(xiàn)計(jì)算結(jié)果遠(yuǎn)大于測(cè)量結(jié)果,經(jīng)分析后認(rèn)為差異是由輻射熱流測(cè)量對(duì)探頭視場(chǎng)角的敏感性及藍(lán)寶石窗口上方孔洞內(nèi)的碳煙導(dǎo)致。

圖26 LECCESE等的輻射熱流測(cè)量裝置[64]Fig.26 Radiative heat flux measurement equipment proposed by LECCESE[64]

圖27為采用數(shù)值模擬獲得的接收輻射熱流與探測(cè)器視場(chǎng)角(FOV)之間的關(guān)系(受限于保密問題,數(shù)據(jù)均為無量綱數(shù)值)。停機(jī)后對(duì)探測(cè)器的表面分析表明藍(lán)寶石窗口上方存在碳煙沉積,導(dǎo)致探測(cè)器上方介質(zhì)吸收能力增強(qiáng)和視場(chǎng)角減小,從而減少了接收輻射熱流?；谏鲜鼋?jīng)驗(yàn),LECCESE等建議在設(shè)計(jì)測(cè)量裝置時(shí)應(yīng)盡可能增大探頭視場(chǎng)角,使用紅外波段分析范圍寬的光譜儀,并在數(shù)值模擬時(shí)考慮碳煙的影響。

圖27 輻射熱流與探測(cè)器視場(chǎng)角之間的敏感性分析[64]Fig.27 Sensitivity analysis between radiative wall heat flux and FOV angle of sensor[64]

2021年法國(guó)航天航空研究院BOULAL等[65]對(duì)非金屬藥柱加壓燃燒室中的壁面總熱流和輻射熱流進(jìn)行了測(cè)量,如圖28所示。燃燒室壁面安裝三個(gè)總熱流計(jì)和三個(gè)輻射熱流計(jì),兩種熱流計(jì)的設(shè)計(jì)相似,都使用鉑電阻測(cè)量表面溫度,二氧化硅管被用來充當(dāng)半無限大體,同時(shí)鉑電阻表面被涂上黑漆以盡可能吸收輻射熱流。BOULAL等還使用紅外相機(jī)測(cè)量了推進(jìn)劑火焰的輻射信號(hào),并通過辨識(shí)方法重構(gòu)了火焰作用到傳感器表面的輻射熱流,重構(gòu)結(jié)果與熱流計(jì)測(cè)量數(shù)據(jù)吻合。由于該裝置僅針對(duì)非金屬推進(jìn)劑火焰測(cè)量開展,不能直接應(yīng)用于含熔融顆粒燃?xì)鉀_擊情況下的壁面輻射熱流測(cè)量。

圖28 熱流計(jì)示意圖[65]Fig.28 Schematic diagram of heat flux meter[65]

上述固體發(fā)動(dòng)機(jī)輻射熱流測(cè)量現(xiàn)狀概括總結(jié)列于表3中,由于輻射傳熱的特殊性和熔融顆粒的干擾,含鋁推進(jìn)劑固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)輻射熱流的測(cè)量相比總熱流測(cè)量而言還不成熟。國(guó)際上以美國(guó)為主的研究機(jī)構(gòu)開展了部分研究,而在國(guó)內(nèi)還未有公開的研究報(bào)道。

表3 固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面輻射熱流測(cè)量總結(jié)Table 3 Summary of radiative heat flux measurement for internal wall surface of solid rocket motor

4 結(jié)束語(yǔ)

(1)壁面溫度測(cè)量方面,鎧裝熱電偶法應(yīng)用最廣但測(cè)量誤差大,且在誤差分析和數(shù)據(jù)修正方面的研究尚為空白;燒蝕探頭法測(cè)量誤差相對(duì)小,但在反演模型往往忽略材料表面燒蝕且其誤差尚未有定量分析。在后續(xù)研究中建議結(jié)合鎧裝熱電偶法和燒蝕探頭法構(gòu)建不同精度的測(cè)量方法體系,結(jié)合數(shù)值模擬建立相應(yīng)的誤差分析和數(shù)據(jù)修正方法,并探索黑體光纖測(cè)溫法和超聲測(cè)溫法在3000 K以上高溫固體發(fā)動(dòng)機(jī)壁面溫度測(cè)量的應(yīng)用。

(2)壁面總熱流測(cè)量方面的情況與溫度測(cè)量方面類似,嵌入式測(cè)量方法在實(shí)施方法方面已經(jīng)有了長(zhǎng)足的研究,可到達(dá)定性研究的目的,但在測(cè)量精度和修正方法方面的定量研究仍為空白;內(nèi)置式測(cè)量方法在反演模型方面仍只考慮材料內(nèi)部的導(dǎo)熱,需建立考慮材料表面燒蝕傳熱效應(yīng)和邊界推移的反演模型,以推動(dòng)測(cè)量方法從定性到定量研究的轉(zhuǎn)變。

(3)壁面輻射熱流測(cè)量方面,僅在顆粒屏蔽措施、對(duì)流隔絕手段、輻射熱流接收和信號(hào)轉(zhuǎn)換技術(shù)方面進(jìn)行了原理性研究,并發(fā)現(xiàn)測(cè)量裝置對(duì)原位溫度場(chǎng)的擾動(dòng)、表面碳煙沉積、輻射熱流接收視場(chǎng)角等因素對(duì)測(cè)量結(jié)果有很大影響,亟需開展針對(duì)這些因素的影響規(guī)律研究,結(jié)合數(shù)值模擬方法獲得定量誤差影響規(guī)律,以最終指導(dǎo)高精度輻射熱流測(cè)量方法的設(shè)計(jì)。

目前,固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面熱環(huán)境參數(shù)測(cè)量取得了一定的發(fā)展,但在原位動(dòng)態(tài)測(cè)量數(shù)據(jù)及其可靠性分析方面仍有很大不足。固體發(fā)動(dòng)機(jī)熱防護(hù)系統(tǒng)精細(xì)化設(shè)計(jì)的發(fā)展趨勢(shì)對(duì)熱環(huán)境測(cè)量精度提出了更高的要求。本文最后提出一種固體發(fā)動(dòng)機(jī)熱環(huán)境精細(xì)測(cè)量及精度分析研究思路,可為后續(xù)開展相關(guān)研究提供一定參考。首先,利用高溫燃?xì)鈬娏鳑_擊等高溫加熱方法驗(yàn)證試驗(yàn)測(cè)量手段的可靠性和測(cè)量精度,如使用高溫比色計(jì)和紅外熱像儀結(jié)合測(cè)量熱防護(hù)材料表面溫度分布,使用熱電偶測(cè)量熱防護(hù)材料內(nèi)部和背部溫度,并采用高溫黑體標(biāo)定高溫比色計(jì)和熱電偶,使用嵌入式熱流計(jì)測(cè)量總熱流,通過設(shè)計(jì)對(duì)流隔絕及顆粒屏蔽措施后測(cè)量輻射熱流,并采用水流量熱平衡等方法對(duì)熱流測(cè)量精度進(jìn)行標(biāo)定。然后,進(jìn)行固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)熱環(huán)境參數(shù)動(dòng)態(tài)測(cè)量,獲得壁面溫度、總熱流、輻射熱流等參數(shù),結(jié)合熱防護(hù)材料發(fā)射率測(cè)試,獲得進(jìn)入熱防護(hù)材料內(nèi)部的凈熱流。最后,建立固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部熱環(huán)境數(shù)值預(yù)示方法,定量分析測(cè)量傳感器引入對(duì)原位熱環(huán)境的擾動(dòng)影響規(guī)律,對(duì)實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果進(jìn)行修正。