刚性陶瓷瓦隔热响应特性及接触热阻试验研究

2021-12-14邓云中

热力透平 2021年4期

关键词：热阻热电偶刚性

孙佳, 陈伟, 邓云中, 吴锋, 姜东

(1.四川大学空天科学与工程学院, 成都 610065;2.中国航发四川燃气涡轮研究院, 绵阳 621703)

符号表

q热流密度，单位：W/(m2·K)

t温度，单位：℃

λ导热系数，单位：W/(m·K)

δ厚度，单位：mm

R接触热阻，单位：K·m2/W

p应力，单位：kPa

随着燃气轮机透平进口温度的不断提升，高温燃气所产生的热负荷对热端部件的材料研发和冷却设计提出了极高的要求。陶瓷材料以其隔热性能好、耐高温、质量轻等优点，已在燃气轮机中得到了广泛应用。其中，一种方式是陶瓷以热障涂层的形式参与热防护，采用热喷涂或气相沉积的工艺紧密附着在金属零部件表面[1]，该陶瓷材料热障涂层的隔热性能得到了较多的研究[2-3]。另一种则以刚性陶瓷结构件的形式进行应用，如燃烧室和排气段中的隔热瓦[4]。

尽管陶瓷材料的性能不断提高，但刚性陶瓷件作为一种硬脆材料，单独承载能力有限，通常需与金属结构件结合使用。二者固定连接，分别起隔热和承力作用。有时辅以合适的冷却措施，形成主、被动方式相结合的热防护系统。在其工作过程中，刚性陶瓷瓦的隔热效果既影响着热防护系统的整体性能，其所带来的温度梯度和热应力也制约着陶瓷瓦的使用寿命，进而影响热防护系统的稳定性和安全性。因此，有必要针对服役过程中面临的高温环境条件，开展陶瓷瓦的隔热效果响应特性研究，为基于刚性陶瓷瓦的热防护系统设计优化和工程应用提供参考。

伴随着高性能陶瓷材料研发，陶瓷材料自身的导热系数、热扩散系数等基础数据得到了较多积累[5-6]。近年来，考虑服役工作条件的陶瓷结构件综合隔热效果评价逐渐得到关注。苏大亮等[7]针对刚性陶瓷隔热瓦建立了有限元模型，分析了其热防护效果及温度分布特点。叶红等[8]、Kamran等[9]考虑了刚性陶瓷隔热瓦的比热容，通过一维传热模型分析，研究了不同热负荷条件下飞行器外表面陶瓷瓦的隔热效果响应。Shang等[10]建立了高温氧化环境下的隔热性能测试系统，对轻质高温陶瓷保温材料和陶瓷-纳米复合结构的隔热性能进行了实验比较。Wei等[11]针对固体火箭发动机隔热层的优化设计，提出了计算隔热层理想厚度的数值方法。Chen等[12]比较了4种测试ZrO2陶瓷热障涂层隔热性能的方法，并较好地反映了热障涂层的隔热效果和温度变化趋势。杨海龙等[13]、李宇峰等[14]开展了刚性陶瓷隔热瓦的重复使用性评价。试验研究表明，多次的高温环境服役对隔热瓦的线性收缩率、隔热性能以及微观结构变化都影响较小。刘悦等[15]则采用数值方法研究了隔热瓦间隙渗流条件对外表面气动载荷和热载荷的影响。陈宇等[16]建立了考虑材料物性变化的刚性隔热瓦热力耦合有限元数值模型，分析了隔热瓦在不同温度和气动力载荷下的热力耦合响应规律。

针对刚性陶瓷结构件的综合隔热性能，本研究搭建了基于刚性陶瓷瓦的热防护系统试验平台，测量了陶瓷瓦的隔热效果及其响应特性。并结合刚性陶瓷瓦与被保护壁面(不锈钢材料)的固定连接方式，分析了热负荷和受力载荷对陶瓷瓦-不锈钢接触热阻的影响规律。

1 试验方法

1.1 试验原理及试验装置

本研究采用稳态热流法测量刚性陶瓷瓦的隔热效果，试验装置如图1所示。试验件由刚性陶瓷瓦和不锈钢板组成，刚性陶瓷瓦为边长100 mm、厚度3 mm的正方形结构件，材料成分为氧化锆(ZrO2)，采用成熟的热等静压工艺烧结制成。不锈钢板为边长100 mm、厚度10 mm的方形件，材料为304L不锈钢。刚性陶瓷瓦和不锈钢板通过布置在正方形四角的4颗陶瓷螺栓连接固定。为降低接触热阻，物体表面进行了精磨，经表面形貌仪测量，粗糙度为Ra1.6。陶瓷螺栓外侧套有金属弹簧，通过艾力固ZP-500N型推拉力计位移加载的方式调节弹簧压缩量，进而测量获得不同的螺栓预紧力和陶瓷瓦与不锈钢板的界面压力，并在试验过程中根据材料热膨胀量进行调整，保证界面载荷的稳定。

图1 刚性陶瓷瓦隔热性能试验装置

试验件放置于高温电加热炉的底部，通过直流电源控制电加热功率大小。试验件的刚性陶瓷瓦外侧承受辐射加热，不锈钢板背面为冷却水，可通过控制阀调节水侧的冷却能力。高温电加热炉外侧做了专门的隔热保温设计，尽管依然存在向环境的少许散热损失，但在试验件侧，热量可视为沿平板法向一维传导。

为测量刚性陶瓷瓦的隔热效果，沿热量的一维传递方向测量各截面的温度分布。其中包括：刚性陶瓷瓦外侧壁面温度t1，不锈钢板与陶瓷瓦接触面壁面温度t2，不锈钢板中间截面金属温度t3，以及不锈钢板与水冷套接触面侧壁面温度t4。其中，每个截面均布置有4个热电偶，热电偶的位置处于试验件的中心区域，呈边长为20 mm的正方形对称分布，如图2所示。在分析隔热效果及接触热阻时，各截面的温度数值根据4个热电偶测量的数据平均计算获得。

图2 各截面热电偶的布置图和预埋开槽视图

本文试验采用CENK-191-K型铠装热电偶，直径为0.8 mm。考虑到热电偶测量精度对本文研究的重要性，试验前请第三方对热电偶进行了检测校准。为了埋设热电偶，预先通过电火花工艺在不锈钢件上加工出深度为0.8 mm的槽。由于热电偶直径也为0.8 mm，热电偶埋入后，通过挤压即可实现固定，并没有填充导热胶。由于刚性陶瓷瓦是易碎件，难以在其表面加工出热电偶的预埋槽，因此采用金属片夹紧热电偶的方式测量陶瓷瓦外侧壁温，如图2所示。需要说明的是关于不锈钢板与陶瓷瓦接触面侧壁面温度t2的测量，本文试验是在接触面的不锈钢板一侧开槽布置热电偶进行测量(由于陶瓷瓦无法开槽)，因此，所测得的参数是接触面靠近不锈钢板一侧的温度。

1.2 数据处理方法

热量在试验件中的传导可近似认为沿平板法向的一维传导，且各截面热电偶的相对位置完全一致。根据傅里叶定律，通过试验件各截面的热流密度可表示为：

q=λsteel(t3-t4)/δsteel

(1)

式中：λsteel为不锈钢板导热系数，不锈钢板厚度为2δsteel，δsteel=5 mm。

同样基于傅里叶定律，外推计算刚性陶瓷瓦与不锈钢板接触面的上下界面温度t2-ceramic与t2-steel。上下接触面温度表示为：

t2-steel=t3+q·δsteel/λsteel

(2)

t2-ceramic=t1-q·δceramic/λceramic

(3)

式中：λceramic为刚性陶瓷板导热系数，陶瓷板厚度为δceramic，δceramic=3 mm。

材料的导热系数对于接触面的界面温度计算有重要影响。通过中国航空材料手册[17]及Graves等[18]的试验数据拟合线性关系式，建立不锈钢板导热系数随温度的变化关系。通过开展ZrO2陶瓷板的导热系数测量试验并拟合线性关系式，建立刚性陶瓷板导热系数随温度的变化关系，如图3所示。

(a) 不锈钢板

(b) 刚性陶瓷瓦图3 不锈钢板与刚性陶瓷瓦导热系数随温度的变化关系

根据刚性陶瓷板和不锈钢板导热系数随温度的变化关系, 通过数值迭代求解式(2)和(3)，获得刚性陶瓷板和不锈钢板接触界面上、下侧的温度t2-ceramic与t2-steel。如前所述，试验中对于不锈钢板与陶瓷瓦接触面温度t2的测量，是在接触面的不锈钢板一侧开槽布置热电偶进行的。将计算获得的界面温度t2-steel与试验测得的不锈钢板上壁面温度t2进行比较，结果如图4所示。可以看到，在不同热负荷条件下，通过上述外推计算方法获得的不锈钢侧界面温度与试验测得的不锈钢板侧温度吻合很好，温度差异<5 ℃，这验证了计算方法的可靠性。这也表明，本文试验中测得的接触面温度，就是接触面靠近不锈钢板一侧的温度。

图4 外推界面计算温度与试验测得温度对比

刚性陶瓷瓦与不锈钢板之间接触热阻表示为：

R=(t2-ceramic-t2-steel)/q

(4)

1.3 误差分析

试验过程中的温度参数通过CRNK-191-K型铠装热电偶测得，其测温范围为0～1 000 ℃，经校准标定后的温度测量精度为0.2 ℃。热电偶信号经Agilent 34980A数据采集系统(采样频率为3 s一次信号采集)及软件处理后即可得到各测点的温度，并自动记录下来。

本文将根据测量温度数据来处理获得刚性陶瓷瓦与不锈钢板的接触热阻。接触热阻的误差主要来源于热电偶的测量误差，以及ZrO2陶瓷瓦和304L不锈钢导热系数拟合关系式的计算误差。由式(1)至(4)可得影响接触热阻测量精度的因素如下：

R=f(Δt1,Δt2,λsteel,λceramic)

(5)

式中：Δt1=t1-t3, Δt2=t3-t4。由各个误差项分析得到的系统总体误差传递函数如下：

(6)

304L不锈钢导热系数拟合公式最大相对误差为4.3%，ZrO2陶瓷瓦导热系数最大相对误差为5.0%。由式(6)计算得出系统测量接触热阻最大误差为9.7%。

需要指出的是，在不锈钢板上开槽并预埋热电偶会影响试验件的整体温度场分布，另一方面，热电偶预埋槽内存在少许空气气隙，也会影响温度测量准确性，但本文未将此部分误差考虑在内。表1为接触热阻测量系统误差分析。

表1 接触热阻测量系统误差分析

2 试验结果与分析

2.1 刚性陶瓷瓦的隔热响应特性

采用上述试验装置，对刚性陶瓷瓦的隔热效果进行了试验研究。在试验过程中，保持冷却水的流量不变，电加热功率恒定为2 kW，将试验件从室温加热至温度稳定状态(所有测点的温度变化率小于1 ℃/min)。为了观测热负荷突变后刚性陶瓷瓦隔热效果的响应特点，将电加热功率提高至3 kW，直至试验件温度再次达到稳定状态。分别针对刚性陶瓷瓦与不锈钢板在不同的界面压应力(p=0 kPa、15 kPa、30 kPa、60 kPa)下开展了上述隔热效果试验。各测点的温度-时间变化曲线如图5所示。

(a) 界面应力0 kPa

(b) 界面应力15 kPa

(d) 界面应力60 kPa图5 不同界面应力下试验件各测点的温度-时间变化曲线

从图5可以看到，不同界面应力下，试验件各测点的温度随时间变化曲线基本一致。在加热功率为2 kW的启动阶段，尤其是前15 min内，试验件温度变化缓慢，这主要是由于炉膛自身存在一定热容所造成的。随后陶瓷瓦外侧壁面温度率先迅速升高，不锈钢板的温度响应明显滞后，这主要是由于陶瓷瓦的导热热阻大，热扩散较慢所造成的。而由于不锈钢的导热系数较大，其内部各测点的温度响应基本一致。随着时间的推移，试验件各测点的温度均趋于稳定，但陶瓷瓦内部的温度梯度也逐渐增大，直至温度分布稳定时达到最大的温度梯度。当加热功率提高至3 kW时，可以看到，试验件各测点温度随着热负荷的变化初期有较为显著的响应，随后逐渐呈现新的稳定状态，陶瓷瓦内部的温度梯度也进一步加大。

图6给出了试验件温度梯度随时间的变化曲线。可以看出，试验过程中，陶瓷瓦内部的温度梯度随着时间推移逐渐增大，并在温度分布稳定时达到最大温度梯度。而不锈钢板的温度梯度变化幅度较小。因此，陶瓷瓦的隔热效果与其在非稳态导热过程中所处的状态有关。

图6 试验件温度梯度随时间变化曲线(界面应力=60 kPa)

进一步比较启动过程中的炉温与试验件各测点的温度变化，结果如图7所示。可以看到，相比炉温的快速升高，试验件各测点的温度响应要滞后很多。这是由于本文研究中采用辐射加热，试验件中刚性陶瓷瓦外部的传热系数小，而内部导热热阻大，毕渥数较小，在非稳态导热过程中，对于外界温度的响应速率较慢。因此，在刚性陶瓷瓦的工程应用中，要准确评估其隔热效果，需考虑其非稳态导热特性。

图7 启动阶段炉温和试验件各测点的温度-时间变化曲线(界面应力=60 kPa)

2.2 界面应力对接触热阻的影响

根据接触热阻的宏观传热理论，两固体接触时，其表面实际接触面积仅占名义接触面积的一小部分，这造成热流在接触面的收缩，从而产生接触热阻[19]。接触热阻在微观上受到表面粗糙度、微观形貌、表面凸峰的弹塑性变形及截断等因素影响[20]，同时其接触界面还存在流体传热和表面辐射的影响[21]。一般认为，固体界面的接触应力会改变接触面的表面形态，进而改变实际接触面积[22]。在本文研究中，由于刚性陶瓷瓦和不锈钢板表面均进行了精磨，因此没有考虑接触形貌和粗糙度的影响。另一方面，由于刚性陶瓷瓦，尤其是陶瓷螺栓的承载能力有限，界面接触应力最大为60 kPa。

不同界面应力条件下的接触热阻如图8所示。可以看到，在加热功率相同条件下，随着界面应力的增加，接触热阻值不断减小。当界面应力增大到30 kPa后，接触热阻数值随应力增大而变化较小。这是由于，在施加较小加载压力时，接触界面间的表面材料接触形变较大，接触热阻下降明显；而当加载到一定压力时，两固体接触表面间已结合得相当紧密，随着压力继续增大，界面间接触形变较小，因此接触热阻也没有明显变化。

图8 不同界面应力下的接触热阻

另一方面，在不同界面应力下，接触热阻随加热功率的变化规律有所不同。在小界面应力条件下，随着加热功率的提高，接触热阻不断减小。这是由于，两固体接触界面还存在间隙流体，即空气。随着加热功率的提高，空气温度和导热系数增大，从而降低了接触热阻。而在大界面应力条件下，由于接触界面产生形变，间隙流体减少，因此接触热阻随加热功率的变化大幅减小。

2.3 界面温度对接触热阻的影响

在对接触热阻进行研究的过程中，界面温度既会影响间隙流体的导热能力，增强间隙辐射效应，也会改变固体材料的弹性模量、硬度等物性参数，进而影响表面弹塑性变形[23-24]。受条件所限，本文并未深入探讨界面温度对接触表面弹塑性变形的影响。

在不同界面应力条件下，接触热阻随界面平均温度的变化如图9所示。其中，界面平均温度是指接触面上、下侧的温度t2-ceramic与t2-steel的平均值。可以看到，无界面应力下，接触热阻随界面平均温度的升高而明显减小。这主要是由于接触间隙内的空气导热系数随温度升高，增加了传热能力，从而使接触热阻减小。界面应力15 kPa时，接触热阻先随界面平均温度的升高而减小，随后基本持平。界面应力30 kPa和60 kPa条件下，接触热阻随界面平均温度的变化减小较小，甚至略有增大的趋势。这可能是由于温度升高导致接触表面变形状态发生了一定的改变，增大了接触热阻，但这一猜测还有待深入研究确定。