酚醛樹脂基復合材料傳熱-熱解模型構建與試驗研究

摘要："針對現有酚醛樹脂基復合材料傳熱-熱解模型忽略產物氣體滲流可壓縮效應的問題，建立了考慮熱解氣體可壓縮流動的酚醛樹脂基復合材料傳熱-熱解模型。通過可壓縮壓力耦合方程組半隱式方法，求解完整的Navier-Stocks方程，以實現對熱解氣體可壓縮流動的模擬，而非現有模型普遍采用的不可壓縮Darcy方程；改進了熱解度的計算方式，提高了孔隙動態演化時熱解區域材料物性插值的準確性。以一種酚醛樹脂基復合材料——酚醛氣凝膠復合材料為例，通過熱質量試驗數據，推導了熱解動力學模型。測量了完全熱解前后材料的關鍵計算輸入參數。通過10kPa低氣壓熱試驗測得了"1000℃加熱下材料的背溫。結果表明：酚醛氣凝膠復合材料存在200～550℃、"550～800℃、800～1200℃共3個主要熱解區間；完全熱解前、后，材料孔隙率分別為0.568、"0.484，滲透率分別為10"－13、10"－12m"－2。計算模型與試驗結果吻合較好，最大相對誤差為9.2%；熱解氣體向艙內滲流形成富集區域的現象對材料隔熱有負面影響，但低導熱系數和產物氣體熱阻塞作用仍使材料具備優異的防隔熱性能。

關鍵詞："酚醛樹脂基復合材料；熱解動力學模型；傳熱-熱解模型；低氣壓熱試驗

中圖分類號："TK121"文獻標志碼：A

DOI："10·7652/xjtuxb202408006"文章編號：0253-987X（2024）08-0049-11

Research on Construction and Experimental Verification of Heat Transfer-Pyrolysis

Model for Phenolic Resin-Based Composite Materials

LI Dong1， LIU Yunzhao2， CHEN Xin3， YANG Yunhua2， LIU Hongyu1

（1. Key Laboratory of Thermo-Fluid Science and Engineering of Ministry of Education， Xi’an Jiaotong University，

Xi’an 710049， China; 2. National Key Laboratory of Advanced Functional Composite Materials， Aerospace Research

Institute of Materials amp; Processing Technology， Beijing 100076， China; 3. Science and Technology on Space Physics Laboratory， China Academy of Launch Vehicle Technology， Beijing 100076， China）

Abstract："A heat transfer-pyrolysis model considering the compressible flow of pyrolysis gas was established for phenolic resin-based composite materials to address the issue of neglecting the compressible effect of product gas permeation in the existing models. In order to simulate the compressible flow of pyrolysis gas， the compressible semi-implicit method for pressure linked equations （SIMPLE） was employed to solve the complete Navier-Stocks equations， rather than the incompressible Darcy equation commonly used in the existing models. The calculation method of pyrolysis degree was improved to enhance the accuracy of material property interpolation in the pyrolysis region during the dynamic evolution of pore structure. A phenolic resin-based composite material， phenolic aerogel composite material， was taken as an example. The pyrolysis kinetics model was derived from thermogravimetric experimental data. Key calculation input parameters of the material are measured before and after complete pyrolysis. The back temperature of the material under heating at 1000℃ was measured through a 10kPa low-pressure thermal test. The results indicated that the phenolic aerogel composite material had three main pyrolysis intervals： 200—550℃， 550—800℃， and 800—1200℃. Before complete pyrolysis， the porosity was "0.568， and the permeability was 10"－13m"－2. After complete pyrolysis， these values were 0.484， and 10"－12m"－2 respectively. The calculation model showed good agreement with experimental results， with a maximum relative error of 9.2%. The phenomenon of pyrolysis gas permeating into the cabin and forming enrichment areas negatively affected the thermal insulation of the material. However， the low thermal conductivity and the thermal blocking effect of product gas still endowed the material with excellent thermal insulation performance.

Keywords："phenolic resin-based composite material; pyrolysis kinetics model; heat transfer-pyrolysis computational model; low-pressure heating test

航天器再入行星大氣層時飛行速度高達"7km·s"－1以上，與大氣摩擦產生MW·m"－2級的氣動熱流"［1］。熱防護系統是航天器的關鍵組成部分，維持飛行器的氣動外形，阻隔氣動熱流進入飛行器艙內，保障艙內電子設備熱安全，避免設備因超溫燒毀"［2］。若飛行器熱防護結構出現紕漏，將直接導致飛行器解體，飛行任務失敗。

燒蝕防熱材料具有高效、低成本等優點，目前仍是使用最廣泛的再入航天器防隔熱材料"［3］。燒蝕材料主要分為硅基、碳基和樹脂基復合材料，其中，樹脂基復合材料兼具防隔熱和力學性能好、工藝成熟、成本低等優點"［4-6］，主要分為以AVCOAT為代表的蜂窩增強型和以酚醛浸漬碳燒蝕體（Phenolic-impregnated carbon ablator， PICA）為代表的纖維增強型等兩類"［6］。自20世紀50年代問世以來，樹脂基復合材料成功應用于載人飛船、航天飛機、深空探測器等，有效保障了航天器在地球、火星等不同大氣環境的飛行任務。隨著樹脂基復合材料向低密度、高熱解性、低熱導率方向發展，許多新型樹脂基復合材料問世并取得應用"［7-8］，可作為防隔熱一體化熱防護結構材料"［9］。

在飛行環境中，酚醛樹脂基復合材料存在導熱-輻射-對流等復雜傳熱、流動與傳質過程，涉及熱解反應、產物氣體滲流及引射、材料孔隙結構動態演化等多個物理與化學過程，防隔熱機理復雜"［10］。在酚醛樹脂基復合材料結構設計階段，需要精確預知不同彈道下材料的防隔熱特性。過厚的防隔熱層雖然留有冗余確保隔熱性能滿足要求，但會增加重量，擠占飛行器有效載荷，這是飛行器總體不愿接受的"［11］。因此，亟需開展酚醛樹脂基復合材料的傳熱-熱解機理研究，發展精細的酚醛樹脂基復合材料傳熱-熱解預測模型，為樹脂基復合材料防隔熱結構設計提供數值工具"［12］。

國內外學者相繼發展了樹脂基燒蝕復合材料的傳熱計算模型。Mcmanus等"［13］計算了碳/酚醛復合材料在快速加熱過程中的溫升曲線，計算模型考慮了酚醛樹脂熱解對材料熱防護性能的影響。Harpale等"［14］采用尺度橋接分子動力學方法研究了高度交聯酚醛樹脂的熱解機理：溫度大于500K時熱解反應開始，熱解初期主要為從芳香碳環釋放的—OH官能團和—H原子生成的H2O，熱解后期碳環脫離生成CH4、C2H2等。酚醛熱分解反應符合Arrhenius定律，通過分子動力學模擬獲得的熱解速率作為一維宏觀尺度導熱模型的輸入條件，計算了AVCOAT在乙炔焰加熱下的熱解過程，該模型未考慮熱解氣體流動和對流傳熱。

Wang等"［15］應用有限元方法求解一維導熱方程，源項考慮了熱解、炭化和燒蝕的影響，實現了對PICA炭化燒蝕過程的模擬。材料表面溫度的仿真值與乙炔焰加熱試驗結果吻合較好，但是材料燒蝕后退率的預測值與計算結果相差較大。原因可能是模型的完備性、試驗測量誤差以及一維模型的局限性，文中指出，針對PICA的熱解燒蝕問題需要開發一個更完善的模型。Li等nbsp;［16］發展了一種酚醛樹脂基復合材料的介觀燒蝕模型，該模型考慮了酚醛熱解時的質量、動量和能量守恒，能量方程采用了熱平衡假設，熱解氣體流動采用不可壓縮Darcy公式計算，忽略了熱解氣體的擴散。根據該模型仿真結果，分析了不同氣化系數和纖維體積分數對各相熱質傳遞、熱解反應特性、產物氣體流動、材料力學性能的影響規律，結果顯示纖維體積分數的變化對耦合燒蝕性能有顯著影響。Guo等"［17］提出了考慮升溫速率和壓力的PICA熱解模型，在能量守恒方程中添加了氣壓隨時間的變化率，應用有限差分法求解守恒方程，該模型中產物氣體流動由Darcy公式求解。隨著升溫速率的增加，熱解氣體質量流量增加，材料背溫下降，炭化層密度降低。溫升速率幅值沿材料厚度方向呈指數增加。

張軍等"［18］綜述了樹脂基防隔熱復合材料的傳熱計算模型和高溫試驗測試方法，現有材料傳熱模型主要采用有限體積法或有限元法求解能量守恒方程，熱解氣體在多孔基體內的流動大多采用不可壓縮的Darcy滲流方程描述。同時指出，現有熱解預測模型中材料導熱系數等熱物性參數主要通過線性插值等簡化方法獲得，后續應研究如何提高不同熱解狀態下材料物性參數的準確性。

熱解產物氣體在材料內部孔隙結構中流動時，與不同位置的多孔骨架換熱。為了準確計算材料的溫度分布，需要考慮熱解氣體滲流的影響。另一方面，在低氣壓飛行環境中，酚醛樹脂基復合材料微米孔隙在熱解前是與環境氣壓相近的低壓狀態，酚醛熱解產生氣體的滲流實際是在低氣壓下的可壓縮流動，且熱解氣體流速較低，基于密度基的流動求解方法不再適用。通過文獻調研可知，現有酚醛樹脂基復合材料的傳熱-熱解計算模型大多采用不可壓縮的線性/非線性Darcy方程求解熱解氣體流動，或直接忽略對熱解氣體流動的求解，這與熱解氣體實際的可壓縮流動情況是有偏差的。另外，材料由于厚度方向的溫度梯度較大，在熱解過程中逐漸形成明顯的分層現象：未熱解的原始材料區域、發生熱解反應的熱解區域，以及完全熱解后形成的炭化區域。隨著材料溫度分布的變化，各區域的界面是動態變化的。準確描述熱解區域導熱系數、比熱容等物性參數，是保證傳熱計算精度的必要條件。

針對上述現有酚醛樹脂基復合材料傳熱傳質預測模型存在的不足，本文旨在發展一種考慮熱解氣體可壓縮流動的酚醛樹脂基復合材料傳熱-熱解模型。首先，建立酚醛樹脂基復合材料的傳熱與流動控制方程，采用完整的Navier-Stocks（N-S）方程描述熱解氣體在材料孔隙結構中的滲流，通過可壓縮壓力耦合方程組半隱式方法（SIMPLE）求解N-S方程，解決了現有模型中Darcy方程求解熱解氣體滲流程序易震蕩的問題。其次，通過引入熱解度，給出了熱解層物性的插值計算方法。再次，以一種酚醛樹脂基復合材料——酚醛氣凝膠復合材料為例，通過實驗測量與分析，獲得了材料的熱解動力學模型，以及材料完全熱解前后導熱系數、孔隙率、滲透率、密度等計算所需參數。最后，開展了酚醛氣凝膠復合材料在低氣壓環境下的熱考核試驗，通過試驗驗證本文所發展模型的可靠性。應用模型計算不同加熱溫度下材料的溫度、熱解氣體壓力及密度、熱解度等，分析了酚醛氣凝膠復合材料的傳熱-熱解機理。

1"傳熱-熱解模型構建

1.1"傳熱模型

考慮到酚醛樹脂基復合材料孔隙直徑在μm級，固體骨架表面積較大，熱解氣體流速較低，與固體骨架換熱充分。因此，模型采用表征體元尺度（REV）的熱平衡假設條件，熱解氣體與骨架組成的表征體元為最小計算單元，控制方程為

式中：ε為孔隙率；ρs和ρf分別為固體骨架和熱解氣體密度；Cs和Cf分別為固體骨架和熱解氣體比熱容；T為表征體元溫度；[XZ（180#]Δ[XZ）]為哈密頓算子；符號∶為雙點積運算符；p為熱解氣體壓力；u為熱解氣體速度矢量；k"eff為表征體元等效導熱系數；τ為熱解氣體剪切應力；r為熱解反應熱。

式（1）的求解步驟為：①根據材料的熱解動力學模型確定熱解反應熱，即方程式（1）右側的源項，熱解反應分為3個階段，各階段熱解反應速率均由式（2）所示的Arrhenius公式求得，與反應熱相乘即為式（1）的化學反應熱源項；②根據當前時刻熱解度計算物性參數；③將式（1）離散為代數方程組，求得當前時刻溫度，根據溫度與壓力重新計算密度

式中：ρc為材料完全熱解后的密度；A為反應指前因子；E為反應活化能；R為氣體常數。

1.2"熱解氣體可壓縮流動模型

采用可壓縮的完整N-S方程描述熱解氣體在酚醛樹脂基復合材料多孔結構中的流動，質量與動量守恒方程分別為"［19］

式中：η為動力黏性系數；k為滲透率；C為多孔介質慣性源項常數；wg為熱解氣體總的生成速率。壓力采用理想氣體模型

式中：Mg為熱解氣體摩爾質量；ωi為第i組分熱解氣體所占的百分比；M"gi為第i組分氣體的摩爾質量。

方程組式（3）～（6）的求解步驟為：①根據熱解反應生成物的比例計算熱解氣體的混合分子量；②根據混合分子量與式（2）求解產物氣體的生成速率，根據溫度計算熱解度，計算物性參數；③求解動量方程，獲得壓力修正方程的相關系數以及質量流量，再求解式（7）所示的壓力修正方程公式

得到該迭代步的壓力修正值；④修正網格面的質量流量、網格中心速度、壓力，與不可壓縮流動的修正方式一致。對于可壓縮流動，網格面的速度由Rhie-Chow插值獲得，網格面的質量流量預測值如下

修正量如下

1.3"輻射邊界條件

酚醛樹脂基復合材料加熱面完全炭化后發射率較高，其向外輻射散熱是其防隔熱的主要模式之一，約占總熱量20%"［20］，輻射邊界是否準確關乎模型的計算精度。邊界的能量守恒方程離散后可表示為

式中：q為熱壁熱流密度；Ts為輻射表面溫度；T"cell為輻射表面內側單元的溫度；d為網格距離矢量；n為法線方向單位矢量；εr為輻射常數；σ為發射率。

將式（10）整理化簡可得

即這類邊界條件可以由關于Ts的多項式表示，其求解過程為：在t時刻求解非線性方程式（11），獲得該邊界的溫度，將該邊界作為第1類邊界條件，與動量方程、質量守恒方程一同迭代；迭代收斂后，邊界溫度滿足能量守恒條件，采用牛頓迭代法求解該迭代步的輻射邊界溫度。

2"酚醛氣凝膠復合材料物性參數表征

本節以一種新型的酚醛樹脂基復合材料——酚醛氣凝膠復合材料為例，開展熱物性、熱解動力學等計算所需參數的測量與表征。并以實測參數為輸入，完成模型與試驗結果的對比驗證。

2.1"孔隙結構參數測量

酚醛氣凝膠復合材料是通過溶膠-凝膠法制備，氣凝膠基體、摻雜石英纖維增強相復合而成的，具有導熱系數低、強度好等優點，是具有廣泛應用前景的航天飛行器防隔熱一體化結構材料"［21-22］。通過壓汞儀（Quanta PoreMaster GT-60）測量酚醛氣凝膠復合材料在氧分壓較低環境燒蝕前后的密度、孔隙率、比表面積和孔徑分布。燒蝕前后材料孔徑分布如圖1所示，材料孔隙直徑主要分布在0.15μm左右，少部分孔隙直徑分布在15μm左右；由于孔隙骨架收縮，在低氧分壓環境酚醛樹脂完全熱解后，材料大量孔隙直徑由0.15μm減小為0.08 μm。另外，由于燒蝕后酚醛完全熱解產生大量孔隙，孔徑分布在50～90μm范圍的孔隙數量急劇增大，該范圍的孔體積與0.15μm左右的孔隙體積相當。根據壓汞儀測量數據分析，酚醛氣凝膠復合材料燒蝕前后的孔隙結構參數為：孔隙率分別為0.568、0.484；表觀密度分別為582.5、514.2kg·m"－3。另外，利用壓差法測量材料燒蝕前后的滲透率分別為10"－13、10"－12m"－2。

2.2"酚醛氣凝膠復合材料熱解動力學參數表征

利用熱質量試驗數據計算活化能與指前因子。酚醛樹脂基復合材料的熱解反應過程包含多個疊加的化學反應，是多級反應，在不同低氣壓環境的反應級數不同"［23］。對酚醛樹脂熱解的多級反應簡化，將反應級數取為1"［14，24-25］，熱解反應動力方程如下

式中：α為酚醛樹脂轉化率；dα/dT=f （T）曲線的極值（dα/dT）m對應最大反應速率；根據式（12），指前因子A的計算式如下

式（12）對T求導得

dα/dT=f（T）曲線的極值對應斜率為0，即d2α/dT2=0，代入式（14），可得反應活化能為

應用同步熱分析儀（NETZSCH STA 449）對酚醛氣凝膠復合材料進行熱質量分析，溫度為200～"1200℃，升溫速率為10℃·min"－1。質量損失百分比及質量損失速率如圖2所示，第1階段反應溫度為200～550℃；第2階段反應溫度為550～800℃，此階段反應速率最大，最大值為0.58min"－1，對應溫度為550℃；第3階段反應溫度為800～1200℃。將測量數據代入式（13）與（15），可得3個階段的指前因子和反應活化能分別為：A1=0.00026s"－1，E1="2499J·mol"－1；A2=0.11s"－1，E2=30911J·mol"－1；A3=0.00019s"－1，E3=4920J·mol"－1。圖2為根據Arrhenius公式擬合獲得的結果與熱質量分析結果對比，最大誤差為1.12%。

酚醛樹脂熱解反應分為3個階段。第1階段主要反應為：樹脂高分子解聚產生苯酚及其甲基取代物（摩爾分數為50.1%），羥基和亞甲基官能團發生交聯生成水（摩爾分數為49.8%）和少量CO。第2階段主要反應為：交聯鍵斷裂、苯環重排生成H2（摩爾分數為59.4%）、CH4（摩爾分數為14.9%）、CO（摩爾分數為12.7%）、水（摩爾分數為12.7%）以及極少量的CO2和丙烷。第3階段主要反應為：不穩定的芳香碳經縮合反應轉變成相對穩定的碳結構，釋放大量H2（摩爾分數為85.7%）、少量CO（摩爾分數為9.5%）、水（摩爾分數為4.7%）和極少量的CO2"［26］。

2.3"熱解度及物性參數插值計算

現有熱解度主要是根據材料熱解后的質量減少量與反應臨界溫度來定義，計算值可能偏高。本研究提出了以區間熱解度、當前溫度等參數計算熱解度的方法，可以避免熱解度被誤判而偏高的情況。熱解度在原始層為0，在炭化層為1。根據2.2節熱質量分析結果，3個階段熱解反應結束后，材料總質量下降14%。其中，第1階段反應質量損失占比為"2.5%，熱解度區間為［0， 2.5/14］；第2階段反應質量損失占比為10.5%，熱解度區間為［2.5/14， 13/14］；第3階段反應質量損失占比為1.5%，熱解度區間為［13/14， 1］。熱解度定義為

式中：T"now為當前時刻溫度；T"stepbegin為該階段反應起始溫度；T"stepend為該階段反應終了溫度；J"begin為該階段最小熱解度；J"end為該階段最大熱解度。

物性參數可由原始層及炭化層的熱物性與熱解度計算

式中：、c和o分別為熱解層、炭化層和原始層的熱物性參數，代表定壓比熱容、導熱系數、滲透率、孔隙率等。

3"模型驗證

與文獻試驗結果對比，驗證所建立酚醛樹脂基復合材料傳熱-熱解計算模型的可靠性；然后開展酚醛氣凝膠復合材料低氣壓熱試驗，分析試驗數據，與仿真結果對比，進一步驗證模型的準確性。

驗證算例的部分物性參數如表1所示，邊界條件等參見文獻［27］。本文計算結果與文獻［27］的仿真與試驗結果對比如圖3所示。

圖3（a）～（d）分別為距離加熱面2.9、1、0.5和0.1cm處的溫度。與試驗結果對比，本文模型計算最大誤差僅2.07%，而文獻中的仿真與試驗結果對比的相對誤差最大為16.68%。可以看出，本文提出的樹脂基復合材料傳熱-熱解預測模型具有較好的精度。

為了進一步驗證本文模型的計算精度，對酚醛氣凝膠復合材料開展低氣壓熱試驗。試件尺寸為"100mm×100mm×28mm，用隔熱材料將試驗件底部及四周做近似絕熱處理。試驗過程中氣壓維持在"10kPa，試件初始溫度為16℃，上表面溫度從16℃用時68s升至1000℃，并保持不變至試驗結束。在試件上表面和下表面各安裝1支K型熱電偶。試驗前后的酚醛氣凝膠復合材料如圖4所示，試驗后材料呈現黑色，表明酚醛樹脂已完全炭化，由于試驗環境氣壓為10kPa，加熱過程中材料仍處于有氧氣氛中，材料上表面附近溫度較高區域，熱解形成的炭發生氧化反應生成CO等。因此，試驗后試件上表面附近的區域呈現石英增強纖維的白色。

試件上表面為加熱面，加熱面溫度如圖5紅色實線所示。由于酚醛氣凝膠熱解產物氣體經加熱面流出，對試驗件加熱面熱電偶測點溫度造成擾動。另外，部分熱解氣體附著石英燈外表面，影響石英燈輸出功率。上述2種情況是造成試件加熱面溫度曲線震蕩的原因。如若試件上表面加蓋一層隔熱薄板，可大幅降低試件加熱面的溫度波動，但可能影響熱解氣體溢出，故試驗中未在試件加熱面加蓋隔熱薄板。應用本文所建立的傳熱-熱解預測模型對上述試驗過程進行仿真，試驗與仿真獲得的試件背溫如圖5所示，兩者吻合較好，最大相對誤差為9.2%，平均相對誤差為2.2%，驗證了本文模型的精度。

4"結果與討論

4.1"溫度對材料傳熱特性的影響規律

應用本文數值模型分別計算800、1000、1200和1400K加熱溫度下酚醛氣凝膠復合材料的傳熱-熱解特性。設材料在厚度方向（x方向）的溫度為T，以1400K加熱條件為例，材料在100、400、900和1400s的溫度分布如圖6所示。

厚度方向（即x方向）熱解度、熱解氣體壓力、密度、流速如圖7所示。由圖7（c）中各時刻熱解氣體密度峰值對應的x可知，100～1400s的熱解區域位置分別距離加熱面2.7、2.3、1.9和1.5cm，熱解反應中心與加熱面之間酚醛氣凝膠幾近完全熱解，此區域的溫度近似線性分布。酚醛氣凝膠的第2階段熱解反應量最大，占總熱解量的72.4%，根據圖7（b）和（c），前400s材料經歷第2階段熱解，釋放較多氣體。由于此時熱解區域氣壓較大，故熱解氣體在壓差作用下向兩側流動，400s時向下表面的流速最大，在下表面與熱解區域之間出現產物氣體富集的區域，較高溫度熱解氣體向低溫區域的滲流對材料隔熱性能產生負面影響。

靠近材料下表面熱解氣體富集區域產生的原因是：材料內氣壓最高的區域處于第2階段熱解反應，熱解產物氣體在壓差作用下分別向材料下表面和上表面流動。材料下表面緊貼安裝面，為無滑移壁面邊界，上表面與外環境聯通，為壓力出口邊界條件。由于流至下表面區域的熱解氣體壓力不及熱解區域壓力，被較高氣壓堵塞，因此形成熱解氣體富集區。900s后，隨著材料溫度的升高，熱解反應接近完成，材料內熱解氣體較之前大幅減少，熱解區域壓力不再高于富集區域，下表面附近的熱解氣體得以在壓差驅動下不斷流出，靠近下表面的氣體富集區域減小。至1400s，未熱解反應物剩余較少，材料內部氣體壓力接近環境壓力10kPa，材料內熱解氣體流速接近0，熱解氣體富集區域消失。

不同加熱溫度下400s時材料的熱解氣體密度和氣壓沿厚度方向的分布如圖8所示。

由于1400K加熱下此時材料大部分區域正處于第2熱解階段，反應速率高，因此熱解區域氣壓較高，熱解氣體不斷富集。當材料大部分區域不處于第2熱解峰時，熱解反應速率較低，產物氣體量較少，材料內氣壓較低，熱解氣體富集區域與熱解區域的壓力基本相等，富集過程停滯，例如圖8（a）中800～1200K加熱溫度400s時的情況。當熱解反應速率較高時，產物氣體向材料上表面的流動阻力較大，產生壅塞效應，靠近上表面壓力升高，例如圖8（b）中1400K加熱溫度、400s時的情況。較其他工況，1400K工況加熱溫度最高，較早進入第2熱解階段，此工況熱解速率較高，熱解區間約為0.01～0.024m，此區域氣壓較高。

不同加熱溫度條件下酚醛氣凝膠復合材料背溫隨時間的變化曲線如圖9所示，酚醛氣凝膠較高的熱阻延緩了升溫速率，300s后背溫開始升高，溫升速率逐漸增加，加熱溫度越高，溫升速率增加越快。

4.2"熱解氣體流動對材料溫升的影響

本節應用酚醛氣凝膠復合材料傳熱-熱解預測模型探討熱解氣體在材料隔熱效果中的貢獻占比。材料上表面熱流密度為89684.37W·m"－2，四周與底部絕熱，有無熱解過程的材料底部溫升如圖10所示。酚醛氣凝膠熱解產生的氣體向材料上表面流動過程中與材料固體骨架換熱，吸收了部分材料的熱量。隨著熱解氣體經加熱面流出材料表面，阻礙了熱量由加熱面向材料下表面的傳遞。熱解氣體滲流對材料的溫升有抑制作用，1200s時，有熱解的情況與不考慮熱解的情況相比，材料背溫降低了21%。

5"結"論

本文針對現有酚醛樹脂基復合材料傳熱-熱解模型存在的熱解氣體滲流模型與實際過程偏離、熱解度定義可能存在數值偏高等問題，建立了一種酚醛樹脂基復合材料傳熱-熱解數值模型，其中熱解氣體在材料多孔結構中的流動采用可壓縮N-S方程描述；改進了熱解度的計算方法；以酚醛氣凝膠復合材料為例，通過熱質量試驗數據推導了材料的熱解動力學模型；與文獻數據對比驗證了模型的準確性，開展酚醛氣凝膠復合材料低氣壓熱試驗，進一步驗證了所發展模型的精度；研究了熱解氣體流動與加熱溫度對材料傳熱特性的影響規律。本文主要結論如下。

（1）酚醛氣凝膠復合材料存在200～550℃、"550～800℃、800～1200℃共3個主要熱解區間，指前因子和反應活化能分別為：A1=0.00026s"－1，[JP+3]"E1="2499J·mol"－1；A2=0.11s"－1，E2="30911J·mol"－1；A3=0.00019s"－1，E3="4920J·mol"－1。完全熱解前、后，材料孔隙率分別為0.568、0.484，滲透率分別為10"－13、10"－12m"－2，表觀密度分別為582.5、514.2kg·m"－3。

（2）本文所提出的酚醛樹脂基復合材料傳熱-熱解計算模型與文獻試驗數據對比，最大相對誤差為2.07%。酚醛氣凝膠復合材料10kPa、1000℃加熱試驗結果表明，完全熱解后材料炭化形成碳多孔結構，加熱面附近炭化層在低壓有氧環境中完全氧化，僅剩石英增強纖維。與本文試驗獲得的材料背溫數據對比，所提出模型的最大相對誤差為9.2%。

（3）熱解氣體滲流對酚醛氣凝膠復合材料的溫升有抑制作用，以89684.37W·m"－2熱流密度加熱1200s為例，與不考慮熱解氣體滲流的情況相比，考慮氣體滲流后材料背溫降低了21%。熱解過程會出現產物氣體在材料低溫區域的富集現象，由于熱解區域的壓力較高，產物氣體長時間停滯富集區域，這對材料隔熱性能產生一定負面影響。隨著熱解接近完成，熱解區域壓力降低，富集現象消失。

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（編輯"劉楊"陶晴）