2. 中国空气动力研究与发展中心, 四川 绵阳 621000
2. China Aerodynamics Research and Development Center, Mianyang Sichuan 621000, China
在升力体外形的高超声速飞行器设计中一般会选用防热瓦作为主要的气动热防护手段。防热瓦分块铺设在飞行器表面,为适应瓦片因受热产生的膨胀或因结构受力而发生的位移或变形,瓦片间必须预留适度的缝隙。但缝隙引起的局部边界层分离和再附使当地热环境变得复杂,如果对局部高热流预计不当则可能造成当地防热失效。同时由于狭窄深缝内辐射散热受阻,较低的热流也可能导致很高的缝壁温度。例如美国航天飞机首次飞行后,其机腹和机翼迎风面多处防热瓦缝隙内的填料和应变隔离垫就因为经受高于预计的加热,出现了不同程度的碳化现象[1]。
国外对防热瓦缝隙热环境的研究开展得较早。在20世纪70年代初,Allan等人通过风洞实验研究了多种宽深比的凹槽流动(包括宽度1～4mm的狭窄深缝)，测量了槽壁热流，分析了高热流区位置和热流受缝隙宽度的影响[2]。之后，国外学者相继开展了许多相关的实验、计算和飞行测量研究[3, 4, 5, 6, 7]，为航天飞机等飞行器的防热瓦缝隙设计提供了重要支持。国内从90年代起也开始了相关研究，在计算方面主要是对简单布局的缝隙采用基于简化流动模型的工程方法或数值方法计算缝内热流和压力，分析热流受缝隙尺度和外流参数的影响[8, 9, 10]；王世芬、唐贵明等分别在激波风洞上开展了缝隙热流测量实验，研究了平板上的矩形缝隙和单个横缝内的热流分布[11, 12]。但国内的研究报道中一般都取较简单的布局如单个横缝或斜缝为对象，忽略了真实情况下交错缝隙内三维流动的影响，并且很少考虑湍流条件下的情形。
本文在平板模型上模拟了T字和十字2种缝隙布局的防热瓦阵列，在马赫数6.1、湍流平板边界层条件下测量了缝隙壁面典型部位的热流，分析了缝壁热流分布的基本规律以及流向角、缝宽、缝深和缝口台阶高度对缝隙热环境的影响。
1 实验设备与缝隙模型实验在中国空气动力研究与发展中心超高速所的FD-14激波风洞上进行。该风洞高、低压段激波管分别长9和18m，内径150mm；型面喷管出口直径1.2m，试验段横截面2.6m×2.6m；能模拟马赫数6～16，雷诺数2.1×105～6.7×107/m。
本次实验来流总温624K，总压11.5MPa，马赫数6.1，雷诺数6.2×107/m，实验气体为氮气。
实验模型由平板和缝隙组件组装而成：将瓦片安装在圆形托盘上形成缝隙布局，再将托盘安装到平板上。图 1(a)和(b)中分别为T字和十字缝隙布局(长度单位均为mm)。通过旋转托盘可调整流向角β(纵缝与来流的夹角)，旋转方向为图 1(a)所示逆时针方向。缝隙尺寸如图 1(b)所示，缝宽w=2、4和6mm，缝深d=5、10和25mm。瓦片表面与平板表面平齐，但可以垫高中央瓦片以与相邻瓦片间形成缝口台阶，台阶高度h=0、0.5、1和2mm。同一缝隙组件上，各瓦片间缝隙的宽度、深度相同。缝内测点主要位于中央瓦片的上游和两侧壁面，测点的定位和坐标定义如图 1(b)所示。平板迎角α=0°、5°和10°。
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| 图 1 实验模型及缝壁测点分布示意图 Fig 1 Sketch of test models and gauging points in gaps |
使用铂薄膜传感器测量热流。传感器基体为高硼硅酸玻璃，形状按测量部位定制。缝壁传感器(见图 2)的条形薄膜阵列由溅射镀膜和激光刻蚀等工艺形成，薄膜长3mm、宽0.1mm、厚度小于0.5μm，最小间距0.5mm。传感器的电阻温度系数为(2.5‰～3‰)/℃，热流测量范围约0.05～200W/cm2。
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| 图 2 缝壁热流传感器 Fig 2 Heat flux sensors used on gap side-walls |
在平板前部使用了粗糙带以促进边界层转捩。如图 3所示，实验时间内测点热流曲线所反映的边界层流态变化，以及测量热流值与湍流计算结果的比较，均说明平板边界层在缝隙上游已完全转捩为湍流，且沿平板横向一致性较好。
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| 图 3 平板表面的热流分布和热流-时间曲线 Fig 3 History and distribution of heating on flat plate |
对缝壁热流测量值q采用相应迎角下无缝平板中心线上X=600mm的计算值qfp为参考作无量纲化。由图 4可见，α=0°时各瓦片中心点热流均与无缝平板值相当，表明缝隙对瓦片中心区热流干扰较弱；但迎角增大后T字缝对下游流动干扰较强，导致其下游瓦片中心热流明显高于平板值。
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| 图 4 瓦片表面中心点热流测量结果 Fig 4 Heat transfer at the center of tiles’ top surface |
FD-14激波风洞定常气流维持时间较短，而本次实验中缝隙数量多且布局较复杂，因此需要考察缝内流动建立情况。这可以根据缝壁热流随时间的变化过程来分析[13]。实验表明，中央瓦片缝壁热流约有至少4ms(18ms≤t≤22ms)的稳定时间，如图 5(a)所示，与平板表面热流的稳定时间相当，足够完成 热流测量。并且在中央瓦片缝壁测得的热流分布规律也与国外常规高超声速风洞中的实验结果[14]相符。这表明中央瓦片上游横缝和侧缝内的流动基本达到了稳定状态。但下游缝隙内流动建立需要更长的时间，以致局部区域的流动未能达到稳定状态，如图 5(b)所示。因此本次实验中主要考察中央瓦片上游横缝及侧缝缝壁的热流。
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| 图 5 缝隙内不同位置测点的热流-时间曲线 Fig 5 History of heat flux at different stations in gaps |
基本状态指w=4mm，d=25mm，h=0mm，β=0°，α=0°。 2.3.1 T字布局缝隙的热流分布
T字布局缝隙的实验结果表明(见图 6)，T字口迎风壁、横缝缝口及瓦片拐角处的纵缝侧壁是缝隙内的高热流区，其峰值热流均高于平板值，而缝内热流分布均沿深度方向降低。T字口迎风壁(测位2)由于受到上游纵缝内流动的冲击，气动加热最为严重，测量峰值约为11.6倍平板值，且缝口以下约60%深度内的热流均在平板值的2倍以上。文献[15]在相近的条件下测得T字口峰值热流约9.5倍平板值，考虑到缝隙尺寸和测点定位略有差异，可以认为2个实验的结果是相符的。横缝迎风壁(测位1、3)缝口边缘的测量热流为1～2倍平板值，同时由于上游纵缝的存在造成横缝内横向流动较强，其缝壁大面积热流也较高,在平板值的0.5倍以上。在纵缝侧壁面除瓦片拐角处(测位4)与横缝相当外，缝壁热流相对较低。
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| 图 6 T字布局中央瓦片缝壁热流分布 Fig 6 Heating distribution in T style gaps |
十字布局缝隙内的最高热流出现在横缝缝口边缘，同时纵缝缝壁大面积区域热流也较高，如图 7所示。横缝缝口热流接近2倍平板值但缝内热流沿深度方向很快降低。纵缝缝口热流约与平板值相当，同时在长纵缝情况下，缝内入流量大且流动较强，因此缝内热流也相对较高，缝口以下大面积区域的热流在0.5倍平板值以上，其中在十字口侧壁(测位3)D/d≈0.2位置上出现了约1.5倍平板值的第二处高热流。因此纵缝内虽然局部高热流并不突出，但按面积而计的总热载却相对较高。
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| 图 7 十字布局中央瓦片缝壁热流分布 Fig 7 Heating distribution in + style gaps |
T字布局下，当流向角β增大后，T字口处迎风角度减小，同时上游纵缝入流量减小且缝内流动的冲击作用减弱，因而T字口迎风壁热流显著降低，如图 8所示。β增大时横缝逐渐向纵缝转变，缝壁迎风效应减弱但缝内入流量增大，因此缝壁(如测位3)热流出现先降低后升高的变化；同时，纵缝逐渐向横缝转变，因此其缝口热流升高而缝内热流降低。若兼顾局部高热流和缝壁总热载，可以认为当β≈30°～60°时缝内热环境较好。
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| 图 8 流向角对T字布局缝壁热流的影响 Fig 8 Effect of flow angle on heating for T style gaps |
十字布局下，在十字口处(测位1)，β增大过程中上游瓦片的遮挡效应减弱使得当地热流升高，但此后缝壁迎风角的继续减小又使得当地热流转而降低，如图 9所示。在纵缝侧壁，β增大时纵缝逐渐向横缝转变，缝壁热流分布也渐与横缝类似，出现缝口附近热流升高而缝内大面积热流降低的变化。此外在横缝迎风壁上距十字口较远处(测位2)，热流对45°以内的β的变化并不敏感。若兼顾局部高热流和缝壁总热载，可以认为当β≈45°时缝内热环境相对较好。
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| 图 9 流向角对十字布局缝壁热流的影响 Fig 9 Effect of flow angle on heating for + style gaps |
β=0°时，由前文可知缝内高热流主要位于缝隙交叉口和横缝缝口区域。对缝隙交叉口而言，T字口迎风壁受气动加热要远比十字口严重。虽然横缝缝口边缘的高热流都主要是受平板边界层再附冲击所致，并且2种布局下这种影响效应基本相当，但T字布局的横缝内入流流量较大且横向流动较强，因此T字布局的横缝缝内大面积区热流显著高于十字布局，如图 10(a)所示。同时，β=0°时十字布局的长纵缝侧壁热流显著高于T字布局下相对较短的纵缝，这表明在设计防热瓦布局或瓦片尺寸时必须考虑纵缝长度对缝隙热环境的影响。
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| 图 10 2种布局缝隙热流分布的比较 Fig 10 Comparison of gap heating on the two layouts |
β=45°时，除T字布局下缝口边缘热流略高以外，整体而言2种布局相似部位的热流值及其分布基本一致，如图 10(b)所示。若结合到铺设瓦片的实际情况，可优先选取类似于β≈45°的T字布局这种交错排列瓦片的方式。
2.6 缝隙参数对缝内热环境的影响在T字布局缝隙的基本状态下分别进行变缝宽、缝深和缝口台阶高度的热流测量。实验结果表明，缝宽w=2～6mm范围内缝壁热流分布规律基本不变，但缝宽增大后缝内入流增加，缝内流动增强，使缝壁热流升高，如图 11所示(β=0°时热流分布变化规律与此相同)。
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| 图 11 缝隙宽度对缝壁热流的影响 Fig 11 Effect of gap width on gap heating |
缝深变化对缝壁热流的影响因缝壁位置和缝隙走向而异。如图 12所示，在T字口处，当缝深自25mm变浅后热流有所降低，但d≤10mm范围内热流随缝深的变化并不明显。纵缝侧壁热流整体随缝深变浅而升高，横缝壁面热流整体上受缝深变化影响较弱。
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| 图 12 缝隙深度对缝壁热流的影响 Fig 12 Effect of gap depth on gap heating |
缝深变化对缝壁热流的影响因缝壁位置和缝隙走向而异。如图 12所示，在T字口处，当缝深自25mm变浅后热流有所降低，但d≤10mm范围内热流随缝深的变化并不明显。纵缝侧壁热流整体随缝深变浅而升高，横缝壁面热流整体上受缝深变化影响较弱。
缝口存在台阶时缝壁各处热流变化如图 13所示。由于影响T字口迎风壁热流的主要因素是上游纵缝流动的冲击，因此台阶的出现并未引起当地热流升高。但横缝和纵缝缝壁热流随台阶高度增大而升高，其中横缝缝口区受缝外边界层再附作用显著强于无台阶的情况，因此其缝口热流测量峰值由无台阶时的1～2倍平板值上升到9倍左右。
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| 图 13 缝口台阶高度对缝壁热流的影响 Fig 13 Effect of tile-to-tile step on gap heating |
实验结果表明，缝隙底部热流随缝隙深度变浅而升高，受缝隙宽度和台阶变化的影响较小(见图 14)。然而T字口处当缝隙变宽时缝底热流升高，例如在w=6mm时出现了约1.8倍平板值的高热流，但该处热流在β增大后显著降低。
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| 图 14 缝隙尺寸变化对缝底热流的影响 Fig 14 Effect of gap dimensions on heating of gap bottom |
实验结果表明增大迎角会使缝内绝对热流显著升高，但对无量纲热流q/qfp影响较小。如图 15所示，在迎角从0°增大到10°过程中，横缝及斜缝迎风壁热流q/qfp基本保持一致，这是因为横缝、斜缝内流动结构相对简单，迎角变化时能够保持较好的相似性。但纵缝侧壁热流q/qfp表现出从升高到趋于稳定的变化，即在5°、10°迎角下热流结果一致，同时相比0°迎角有所升高。这表明纵缝流动能够在一定迎角范围内保持相似特性，但同时由于缝内流动十分复杂，例如后向台阶引起的流动分离与再附，以及中央瓦片拐角引起的流动分离和缝隙侧壁边界层增长等，因此缝壁热流q/qfp也较易受到迎角(或入流马赫数等)变化的影响。
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| 图 15 迎角变化对T字布局缝壁热流的影响 Fig 15 Effect of angle of attack on gap heating for T style gaps |
根据本次实验可得以下主要结论：
(1) 各布局下缝隙热流分布存在以下基本规律：缝隙交叉口、横缝缝口及瓦片拐角侧壁缝口是缝壁高热流区，其缝沿热流普遍高于平板值；缝壁热流沿深度方向降低且在横缝缝口附近分布梯度较大，在纵缝侧壁分布梯度较小；平板迎角的小幅增加使缝内绝对热流升高，但相对平板值的比热流变化较小；
(2) β=0°条件下T字口迎风壁受热严重，十字口壁面热流相对较低且局部峰值与平板值相当。就大面积区而言T字布局的横缝迎风壁和十字布局的纵缝侧壁是缝壁的较高热流区；
(3) 流向角变化对缝隙热环境影响显著，β≈45°时2种布局的缝隙热环境较优，特别是T字口的高热流显著降低；
(4) 缝内热流主要随缝宽增大和缝口台阶高度增加而升高，缝深变化对缝壁热流的影响较复杂，因具体位置而异。
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