長(zhǎng)時(shí)間高溫?zé)岘h(huán)境考核試驗(yàn)中石英燈陣的破壞及預(yù)防

夏吝時(shí)，張利嵩，張凱，石寶麗，齊斌

（北京航天長(zhǎng)征飛行器研究所 防隔熱實(shí)驗(yàn)中心，北京 100076）

在航空航天領(lǐng)域的地面熱試驗(yàn)中，石英燈加熱器是國(guó)內(nèi)外采用最為廣泛的加熱設(shè)備之一，其主要加熱部件是由若干石英燈管組成的面陣列[1-5]。石英燈由燈頭、燈絲、燈管、燈托等部分組成，燈頭內(nèi)部由鉬片與燈絲連接，按燈頭類(lèi)型可分為金屬和陶瓷兩種。其中金屬燈頭在使用過(guò)程中需與水冷導(dǎo)流條（電極）相連接，陶瓷燈頭考慮局部絕緣，通過(guò)電線引出至遠(yuǎn)端電源柜。燈絲由金屬鎢繞制成螺旋狀，因鎢材密度較大，需要每隔相等間距使用燈托進(jìn)行支撐防垂，鎢絲的結(jié)構(gòu)和鎢含量對(duì)其最大發(fā)熱量有直接影響[6]。燈管采用熱膨脹系數(shù)小且高溫承載能力強(qiáng)的石英玻璃，一些燈管外壁面 180°圓周部分使用涂層增加能量利用率。一般在燈管內(nèi)部填充一定壓力的惰性氣體，用于抑制加熱過(guò)程中鎢絲的氧化和揮發(fā)過(guò)程。

在實(shí)際使用過(guò)程中，石英燈陣中燈管多采用密集排布的方式，均布在配套的水冷反光板下方，加熱功率和試件表面與水冷反光板間的熱環(huán)境強(qiáng)度呈正相關(guān)關(guān)系。隨著試驗(yàn)時(shí)間的延長(zhǎng)，試件表面核心區(qū)能量不斷積累，導(dǎo)致局部溫度超過(guò)石英燈耐受極限，發(fā)生爆燈，并導(dǎo)致試件表面高溫?zé)岘h(huán)境難以維持，嚴(yán)重時(shí)導(dǎo)致試驗(yàn)失敗。石英燈陣在試驗(yàn)過(guò)程中由于使用溫度超過(guò)其耐受極限的情況，嚴(yán)重影響熱環(huán)境模擬溫度上限數(shù)值和石英燈管的使用壽命。國(guó)內(nèi)多家研究機(jī)構(gòu)在相關(guān)試驗(yàn)過(guò)程中均遇到過(guò)類(lèi)似問(wèn)題[7-10]。北京航空航天大學(xué)吳大方教授在文獻(xiàn)[9]中提出，在燈頭金屬引出部位采用水冷方式，同時(shí)在石英玻璃表面采用透明流動(dòng)介質(zhì)進(jìn)行冷卻帶走熱量的方法，可有效避免金屬燈頭石英燈陣長(zhǎng)時(shí)間1200 ℃高溫?zé)嵩囼?yàn)進(jìn)行時(shí)發(fā)生石英玻璃高溫軟化而引起的管壁爆裂現(xiàn)象的發(fā)生。孔凡金等人針對(duì)額定功率1、2、3 kW金屬燈頭石英燈管的破壞形式進(jìn)行了描述，并提出了一種可以提升加熱器輻射功率的通風(fēng)冷卻措施，但未對(duì)具體形式進(jìn)行說(shuō)明。

文中通過(guò)對(duì)由若干220 V-6 kW陶瓷燈頭石英燈組成的平板式加熱器，開(kāi)展1200 ℃恒溫2500 s試驗(yàn)過(guò)程中燈管的破壞形式進(jìn)行分析，找到了易發(fā)生熱結(jié)構(gòu)問(wèn)題的薄弱環(huán)節(jié)，并針對(duì)該癥結(jié)設(shè)計(jì)了強(qiáng)制對(duì)流保護(hù)裝置，成功解決了燈管高溫破壞問(wèn)題。

1 220 V-6 kW石英燈管的破壞形式及原因分析

1.1 破壞形式

在對(duì)某飛行器用剛性隔熱瓦表面進(jìn)行1200 ℃恒溫2500 s的隔熱性能考核試驗(yàn)過(guò)程中，出現(xiàn)因加熱器中石英燈管爆燈而導(dǎo)致試驗(yàn)被迫中止的情況，更換燈管后重復(fù)試驗(yàn)，問(wèn)題復(fù)現(xiàn)，如圖1所示。其中a為未使用過(guò)的陶瓷燈頭石英燈產(chǎn)品，b、c、e左側(cè)燈頭爆裂，c、d、e右側(cè)燈頭陶瓷套破裂，f的兩側(cè)陶瓷套與石英燈管連接處有微裂痕導(dǎo)致外界空氣進(jìn)入燈管內(nèi)部，造成石英玻璃失透。

圖1 220 V-6 kW石英燈管照片F(xiàn)ig.1 Quartz tube photo of 220 V-6 kW

1.2 原因分析

由圖1觀察發(fā)現(xiàn)，問(wèn)題部位集中在燈頭位置。根據(jù)使用需要，燈頭部分被設(shè)計(jì)為內(nèi)側(cè)石英玻璃、中間耐高溫膠、外側(cè)陶瓷絕緣保護(hù)套的結(jié)構(gòu)，如圖2所示。對(duì)表1中三種材料在使用環(huán)境下因熱應(yīng)力導(dǎo)致的等效位移進(jìn)行了計(jì)算，使用位移分量表示的平衡微分方程和邊界條件如式（1）、（2）所列[11-12]，求解面的向外法線N與直角坐標(biāo)系各坐標(biāo)軸方向的余弦l、m、n用式（3）表示，結(jié)果如圖3所示。

對(duì)照?qǐng)D1中燈管c、d、e右側(cè)陶瓷套月牙形破壞形式可以看出，與圖3中燈頭切面陶瓷套外側(cè)局部熱應(yīng)力等效位移弧形分界形狀相似。三種材料因熱膨脹系數(shù)不同，在長(zhǎng)期處于高溫條件下中間膠體膨脹量過(guò)大，并受外層陶瓷套約束，引發(fā)燈頭部位石英玻璃和陶瓷套發(fā)生破裂。當(dāng)膠體熱膨脹從縫隙擠出時(shí)，空氣進(jìn)入燈管內(nèi)部，導(dǎo)致燈絲氧化產(chǎn)生黑色氣體附著于燈管內(nèi)壁，石英燈管的紅外透過(guò)率下降而吸收率升高，最終管內(nèi)壓強(qiáng)升高導(dǎo)致爆燈。

圖2 燈管燈頭截面結(jié)構(gòu)Fig.2 Cross-section of the lamp tube and head

圖3 燈頭切面熱應(yīng)力等效位移Fig.3 Thermal stress equivalent displacement of the lamp head section

表1 燈頭物性參數(shù)Tab.1 Physical property parameter of lamp head

式中：E為彈性模量；μ為泊松比；2? 為拉普拉斯算子，為三個(gè)位移分量；為體積力F沿x、y、z軸的三個(gè)分量；為邊界上各點(diǎn)的面力分量；λ為拉梅常數(shù)；G為剪切彈性模量。

2 對(duì)流保護(hù)裝置設(shè)計(jì)

2.1 結(jié)構(gòu)

針對(duì)燈陣增加的風(fēng)冷裝置主要用于試驗(yàn)過(guò)程中吹掃燈頭，使其在長(zhǎng)時(shí)間熱環(huán)境作用下免受熱應(yīng)力破壞。主要包括進(jìn)氣管、出氣管、堵頭等組件，其中出氣管管壁設(shè)有出氣孔，孔的方向與石英燈陣平行，沿管壁徑向配打，兩端采用堵頭封死，結(jié)構(gòu)如圖4所示。冷卻氣體由進(jìn)氣管上游配套空氣壓縮機(jī)提供，可根據(jù)實(shí)際試驗(yàn)狀態(tài)調(diào)節(jié)氣量，額定出口流量值為0.65 m3/min。其中進(jìn)氣管為圓形截面，出氣管為矩形截面。由于現(xiàn)有燈陣中陣列結(jié)構(gòu)不可調(diào)節(jié)，因此出氣孔間距固定為25 mm，可通過(guò)改變出氣孔大小調(diào)節(jié)冷卻效果。

圖4 風(fēng)冷結(jié)構(gòu)Fig.4 Diagram of air-cooled structure

2.2 出氣孔尺寸對(duì)孔口流速的影響

在考慮沿程壓力損失和局部阻力損失的空壓機(jī)額定工況條件下，分別對(duì)出氣孔直徑4、6、8、10、14 mm工況進(jìn)行分析，獲取出口流速v及其分布規(guī)律，計(jì)算結(jié)果如圖5所示。為表征出口流速的離散程度[13]，由式（4）計(jì)算得到不同孔徑條件下出氣管的平均流速，由式（5）計(jì)算得到不同孔徑出氣孔相對(duì)平均流速的標(biāo)準(zhǔn)偏差σ，如圖6所示，其中自由度N=n－1。

圖5 不同孔徑下的出口流速及分布規(guī)律Fig.5 Flow velocity and distribution law of outlets under different pore sizes

圖6 不同孔徑下的平均流速和標(biāo)準(zhǔn)差Fig.6 Average flow rate and standard deviation at different pore sizes

由圖5和圖6可以看出，隨出氣孔直徑的增加，出口平均流速呈負(fù)相關(guān)趨勢(shì)，且各出氣孔流速的均勻性隨孔徑增大而變差的趨勢(shì)越加明顯。考慮到出口流速在對(duì)流換熱過(guò)程中對(duì)換熱系數(shù)的影響[14-15]，取孔徑4、6、8 mm三種條件進(jìn)行流場(chǎng)冷卻效果的進(jìn)一步分析，舍棄出口平均流速低于15 m/s且相對(duì)平均流速的標(biāo)準(zhǔn)偏差σ大于3的兩種工況。

2.3 流場(chǎng)冷卻效果

2.3.1 空流場(chǎng)

在未放置燈陣時(shí)，對(duì)孔徑4、6、8 mm三種條件的空流場(chǎng)進(jìn)行仿真，由于三種條件下流速大小不同和各出氣孔流速的不均勻性，導(dǎo)致流場(chǎng)內(nèi)流線分布如圖7所示。圖7中沿z軸方向?yàn)槌鰵饪?#—15#排列方向。可以看出，孔徑為8 mm時(shí)，空流場(chǎng)流線沿z軸方向的中心區(qū)域氣流速度較兩側(cè)偏高，同時(shí)不均勻趨勢(shì)沿x軸隨噴射方向延伸較長(zhǎng)。孔徑為4 mm和6 mm時(shí)，空流場(chǎng)流線沿z軸方向的空流場(chǎng)整體氣流速度較為平均，且沿x軸正負(fù)向隨噴射方向較為均勻。孔徑6 mm時(shí)，空流場(chǎng)流線的冷卻面積較大，但出口流速較孔徑4 mm時(shí)偏小。考慮到孔徑8 mm時(shí)的出口流速最低，且空流場(chǎng)均勻性較差，在進(jìn)行流場(chǎng)冷卻效果的進(jìn)一步分析時(shí)將其舍去。

圖7 空流場(chǎng)流線Fig.7 Streamline diagram of empty flow field

2.3.2 有燈陣時(shí)流場(chǎng)

在放置燈陣的情況下，對(duì)孔徑4 mm和6 mm時(shí)的流場(chǎng)進(jìn)行仿真，計(jì)算域中心xz平面和x方向燈頭部位yz平面的流場(chǎng)速度云圖如圖8、9所示。從計(jì)算域中心xz平面云圖中可以看出，孔徑6 mm條件下燈陣中燈管間氣流的速度略低于孔徑4 mm條件，但流場(chǎng)均勻性更好，氣流經(jīng)過(guò)燈管軸向表面的冷卻面積更大。從x方向燈頭部位yz平面云圖中可以看出，孔徑6 mm條件下氣流對(duì)燈頭周向的包覆面積大于孔徑 4 mm條件，孔徑 4 mm和6 mm時(shí)的燈頭繞流氣體流速分別約為 9 m/s和7.5 m/s。

2.3.3 冷卻效果

綜合考慮帶燈陣時(shí)的流場(chǎng)效果，選取孔徑6 mm時(shí)燈頭部位平均流速7.5 m/s狀態(tài)計(jì)算對(duì)流換熱系數(shù)h，并將其和使用環(huán)境下的燈頭部位表面溫度一起作為邊界條件帶入熱應(yīng)力分析。當(dāng)氣流沿?zé)纛^外壁周向平行穩(wěn)流時(shí)，對(duì)流換熱系數(shù)由式（6）獲得[16]，燈頭切面熱應(yīng)力等效位移計(jì)算結(jié)果如圖10所示。對(duì)照?qǐng)D3可以看出，在熱應(yīng)力集中部位熱膨脹率降低68%。可按此條件對(duì)出氣管孔徑進(jìn)行加工并開(kāi)展試驗(yàn)驗(yàn)證。

圖8 計(jì)算域中心xz平面流場(chǎng)速度云圖Fig.8 Flow field velocity cloud map of xz plane, calculation field center

圖9 x方向燈頭yz平面的流場(chǎng)速度云圖Fig.9 Flow field velocity map of y-plane in x-direction lamp head

式中：λ為空氣導(dǎo)熱系數(shù)；v為氣流速度；vf為運(yùn)動(dòng)黏度；Pr為普朗特?cái)?shù)；L為燈頭軸向長(zhǎng)度。

圖10 冷卻時(shí)燈頭切面熱應(yīng)力等效位移Fig.10 Equivalent displacement of thermal stress of the lamp head section when cooling

3 工程應(yīng)用

使用額定出口流量值0.65 m3/min的空壓機(jī)為出氣管孔徑6 mm、孔間距25 mm的對(duì)流保護(hù)裝置提供冷卻氣體的條件下，對(duì)相同材料和尺寸的剛性隔熱瓦試件成功進(jìn)行了表面溫度1200 ℃保持2500 s的熱環(huán)境試驗(yàn)，石英燈加熱器中燈陣未發(fā)生爆燈現(xiàn)象。

將未使用和使用了風(fēng)冷降溫的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)（如圖11所示），在無(wú)冷卻條件下，當(dāng)試件表面溫度接近目標(biāo)值時(shí)發(fā)生了第一次爆燈，熱源數(shù)量減少致使試件表面溫度下降，同時(shí)調(diào)功電源輸出電流值減少。隨后因燈陣中燈頭所處熱環(huán)境仍高于其耐受溫度，又連續(xù)發(fā)生兩次爆燈。后兩次爆燈時(shí)，試件表面溫度和調(diào)功電源輸出電流值繼續(xù)減小，且三次減小量基本相同。同時(shí)，由于試件表面溫度未達(dá)到所需目標(biāo)值，控制系統(tǒng)算法將調(diào)功電源輸出電壓升至并穩(wěn)定在220 V，調(diào)功電源峰值最大輸出功率為77 kW。在有冷卻條件下，試件表面溫度在達(dá)到 1200 ℃后的2500 s內(nèi)穩(wěn)定維持，同時(shí)調(diào)功電源輸出電壓和電流持續(xù)保持在190 V和290 A，穩(wěn)定輸出功率55.1 kW，說(shuō)明燈陣中燈頭所處熱環(huán)境滿足其耐受溫度，冷卻效果良好。

圖11 試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.11 Comparison of test results:a) without cooling; b) with cooling

4 結(jié)論

針對(duì)平板型石英燈加熱器高溫長(zhǎng)時(shí)間熱環(huán)境試驗(yàn)過(guò)程中出現(xiàn)的爆燈問(wèn)題，通過(guò)流體仿真分析方法設(shè)計(jì)的強(qiáng)制對(duì)流冷卻裝置能夠很好地對(duì)燈陣中燈頭部位進(jìn)行冷卻保護(hù)。成功開(kāi)展了低熱導(dǎo)率材料表面1200 ℃持續(xù)40 min以上的性能考核試驗(yàn)。

1）燈陣在高溫長(zhǎng)時(shí)間試驗(yàn)過(guò)程中爆燈的主要原因是燈頭結(jié)構(gòu)內(nèi)三種材料因熱膨脹系數(shù)不同而產(chǎn)生的熱應(yīng)力破壞導(dǎo)致。

2）在空壓機(jī)額定流量下的出氣孔孔徑越大，各出氣孔處平均流速越小，且各出口處氣流速度分布均勻性越差。

3）在比較強(qiáng)制對(duì)流冷卻效果時(shí)，應(yīng)同時(shí)考慮出氣孔氣流速度、燈頭部位氣體繞流接觸面積和流場(chǎng)均勻性的影響。

4）針對(duì)燈頭部位進(jìn)行強(qiáng)制對(duì)流保護(hù)的方法，提高了加熱器在試驗(yàn)過(guò)程中的熱環(huán)境模擬溫度上限，同時(shí)增加了高溫狀態(tài)下的有效試驗(yàn)時(shí)間，在降本增效方面起到了積極作用。