第42卷第4期2021年4月㊀宇㊀航㊀学㊀报Journal of Astronautics Vol.42April ㊀No.42021高超声速飞行器新型热防护机制研究进展梁㊀伟,金㊀华,孟松鹤,杨㊀强,曾庆轩,许承海(哈尔滨工业大学特种环境复合材料技术重点实验室,哈尔滨150080)㊀㊀摘㊀要:从气动热载荷的来源出发,介绍了基于流动控制㊁光辐射操控㊁原子重组㊁电子耗散等物理机制的新型热防护机制的原理和进展㊂分别从环境和材料两方面实现对流热㊁化学热和辐射热的主动调控,进一步分析了高超声速飞行器新型热防护机制发展的特点和不足,对该领域未来研究的重点方向提出了建议㊂关键词:高超声速飞行器;热防护机制;对流热;化学热;辐射热中图分类号:V11㊀㊀㊀文献标识码:A㊀㊀㊀文章编号:1000-1328(2021)04-0409-16DOI :10.3873/j.issn.1000-1328.2021.04.002Research Progress on New Thermal Protection Mechanism ofHypersonic VehiclesLIANG Wei,JIN Hua,MENG Song-he,YANG Qiang,ZENG Qing-xuan,XU Cheng-hai(National Key Laboratory of Science and Technology on Advanced Composites in Special Environments,Harbin Institute of Technology,Harbin 150080,China)Abstract :Starting from the source of aerodynamic thermal load,the principles and progress of a new thermal protectionmechanism based on the physical mechanism of flow control,optical radiation control,atomic reorganization,and electron dissipation are introduced.The active control of convection heat,chemical heat and radiant heat is realized from the aspects of regulating environment and materials,the characteristics and shortcomings of the development of a new thermal protectionmechanism for hypersonic vehicles are further analyzed,and the suggestions on the key directions of future research in this field are put forward.Key words :Hypersonic vehicle;Thermal protection mechanism;Convective heat;Chemical heat;Radiant heat 收稿日期:2020-05-12;修回日期:2020-07-03基金项目:国家自然科学基金(11972136)0㊀引㊀言飞行器高速飞行技术将大幅度提高人类 探索空间 ㊁ 进入空间 ㊁ 控制空间 和 利用空间 的能力,具有特殊的军事战略意义和重要的科学价值㊂然而,无论临近空间高超声速飞行器,还是星际探测进入或返回的航天器在星球大气层中以高超声速(大于5马赫)再入或飞行时,由于经历严酷的气动加热环境,飞行器会面临 新热障 这一关键技术难题,而发展热防护机制,指导飞行器的热防护系统的设计与制备,是解决此难题的关键㊂热防护机制是指一类包含所采用的防热机理(例如,基于材料属性㊁物理化学效应或结构原理等)和系统/结构的构造及其工作原理的,专门用于飞行器热防护的特殊机制㊂目前包括X-15㊁X-37B㊁Apollo 返回舱㊁X-43A 以及SHEFEX II 等[1]现役或已经试飞的高超声速飞行器所采用的热防护机制按照防热机理可分为被动(热沉㊁热结构)㊁半被动(烧蚀㊁热管)和主动(发汗㊁对流)三类,如图1所示㊂这些传统热防护机制具有共同的特点,都是依靠材料或结构自身的耗㊁散㊁阻㊁抗来实现热防护功能㊂然而,未来临近空间高超声速飞行器向着高速域㊁宽空域㊁长航时和可重复的方向发展[2-3],同时随着未来针对月球㊁火星㊁木星㊁太阳等多项重点深空探测任务的开展[4],气动热环境将变得更加严峻,飞行器面临的热障问题将更加突出,仅仅依靠传统热防护机制已难以满足未来高超声速飞行器对热防护的需求㊂需要从考虑环境与热防护材料的耦合作用出发,认知气动热环境㊁揭示材料热响应的机理,从被动的抵御气动热环境带来的热载荷向主动利用环境与材料间的耦合作用来实现热载荷的主动调控,即尽可能减少环境带来的气动热,并增加材料的散热能力㊂基于这一思想,通过流场重构㊁转捩抑制㊁光辐射操控㊁原子重组㊁电子耗散等物理机制的引入和调控,发展了诸多新型热防护机制,达到显著提升热防护的目的㊂图1㊀传统热防护机制Fig.1㊀Traditional thermal protection mechanism1㊀气动热环境与加热机理在大气层内以高超声速飞行时,飞行器周围空气受到強烈压缩与黏性阻滞作用,将自身的动能转换为激波层内气体的内能,使激波层内气体温度急剧升高,引起气体分子发生振动激发和离解㊁电离等物理化学转变过程㊂飞行器在服役过程中,可能经历的高焓气体状态有三种,分别为热力学/化学非平衡状态㊁热力学平衡-化学非平衡状态和热力学/化学平衡状态,具体情况由飞行轨迹确定[5],气体热/化学状态随飞行速度㊁高度变化关系,如图2所示㊂其中,探月返回舱[6]或火星探测器[7]再入/进入大气层时速度达到第二宇宙速度,周围流动气体处于严重的热力学/化学非平衡状态;而对于大攻角㊁最高速度接近20马赫㊁长时间飞行的滑翔式临近空间飞行器,周围流动气体则是处于严重的化学非平衡状态㊂总体上高超声速飞行器(临近空间或航天器)图2㊀飞行环境状态随速度和高度变化示意图Fig.2㊀Thermal environment diagrammatic sketch of differentaltitude and velocity服役环境具有显著的高温气体效应和非平衡效应特点,并且与飞行器表面发生强烈的非线性耦合作用,致使严重的气动加热产生㊂此时,飞行器表面的气动热载荷主要由四部分组成:①激波层内高温气体与飞行器表面间高温差而产生的对流加热(传导㊁对流);②高焓反应气体在飞行器表面异相催化反应(电子与离子㊁原子与原子的复合反应)而产生的化学加热;③高温非平衡气体对飞行器表面的辐射加热(一般激波层内气流温度低于10000K 时,可以忽略辐射加热);④表面以辐射散热和内部传导散热的热载荷,如图3所示㊂以上四种气动加热方式满足局部热平衡方程,即 对流热+化学热+辐射加热=辐射散热+传导热 ㊂从热平衡方程可以看出飞行器表面的热响应取决于传入结构的净热量,因此,主动控制/利用环境与材料的耦合作用来调控环境加热量和表面散热量将是解决传统热防护机制能力不足问题的关键㊂基于这一思想,已经发展了多种新型热防护机制,主要通过材料的改进㊁结构的创新和新型物化效应的引入,实现对流热(边界层传热㊁流态控制)㊁化学热(原子重组㊁电子耗散)㊁辐射热(光吸收/发射操控)的主动调控,降低环境对飞行器表面的加热或增加新的散热机制,进而显著提升热防护的能力㊂2㊀对流热的控制环境对材料表面的对流加热是经由边界层将能量传递到材料表面的,另外,边界层内气体的不稳定流动引起的转捩也会加剧局部位置的对流传热㊂因此,可以通过流场重构来减缓激波层向边界层的能量传递或利用流态控制来抑制高超声流动转捩引起014㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀宇航学报第42卷图3㊀飞行器表面气动加热机理Fig.3㊀Aerodynamic heat mechanism of hypersonic vehicle的局部热流突增,实现对材料表面对流加热的调控㊂这里笔者总结了三种典型的热防护机制:逆向喷流㊁磁场控制和超声吸收涂层㊂2.1㊀逆向喷流逆向喷流(Opposing Jet,OJ)的热防护机制概念源自于McMahon[8]早期关于钝体冷却气体喷流效果的研究,其原理如图4所示,工质气体从钝体表面喷射流出与自由流相遇形成接触面和马赫盘,将自由流从表面分离,并在驻点前方形成低温再循环区,阻止来流到达钝体表面,从而减少了表面的对流加热,降低了钝体头部的气动加热㊂逆向喷流风洞试验与数值模拟结果显示,与无喷流情况相比,半球表面热流显著降低,热流最高降低超过50%[9],表面温度降低超过40%[10]㊂此外,钝体表面大部分区域被温度较低的喷流覆盖,工作温度低,可有效保证结构可重复性㊂提高OJ热防护机制的效率是当前研究的重点㊂OJ的降低气动加热的效率与流场状态密切相关,而流场的稳定性和再循环区起着至关重要的作用[11]㊂喷流流场的稳定性和再循环区的形成依赖于喷流与自由流之间的总压比㊁质量流量和马赫数等参数㊂其中,Daso等[12]对Apollo返回舱缩比模型进行了逆向喷流试验研究,结果表明在较低的喷流质量流量时,弓形激波被分散到压缩波的条纹中,流场处于不稳定状态,而当质量流量达到一个临界值时,流动图4㊀OJ热防护机制工作原理Fig.4㊀Working principle OJ thermal protection mechanism 转变为相对稳态的流动状态,并且模型表面热流显著降低,甚至在较高质量流量情况下喷流会对表面产生冷却作用,如图5所示㊂此外,增加喷流总压比或马赫数,能够使流场从不稳定状态转换至稳定状态,并且当总压比足够高时,流场表现出清晰和稳定的马赫盘与再循环区[13]㊂对于稳定流场情况,影响OJ热防护机制降低气动加热效果的因素主要包括总压比㊁喷流速率㊁气体分子量等喷流参数和喷流孔与钝体间的直径比㊁钝体外形㊁喷嘴形状等几何参数,这些参数是通过改变再循环区的尺寸和状态来影响表面气动热环境㊂喷流参数方面,增加总压比㊁增加喷流速率,再循环区尺寸变大,有利于改善表面114第4期梁㊀伟等:高超声速飞行器新型热防护机制研究进展气动热环境,降低表面热流㊂但喷流马赫数不易过大,否则会因喷流动能和密度增大,导致表面热流增大的不利后果[14]㊂工质气体的影响与气体自身的二元扩散特性和总压比有关,高总压比情况下,相对更轻的氦气比二氧化碳有更好的冷却性能[15]㊂几何参数方面,根据Li 和Eri [16]对钝头体CFD 数值研究,减小直径比,会使再循环区尺寸的减小,导致热流密度的增大㊁降低气动加热的效果变弱㊂Li 等[17]综合比较了圆形㊁正方形㊁三角形㊁五角星等多种喷嘴形状策略对流场特性的影响㊂数值结果表明,相比于其它形状正方形喷嘴的模型相同喷流条件下表面峰值热流是最小的,综合降低热流效果最佳㊂图5㊀流动状态和热通量随质量流量的变化关系[13]Fig.5㊀The relationship between flow state and heatflux with mass flow rate[13]与单独的OJ 热防护机制相比,组合热防护机制通常可以获得更好降热效果㊂目前OJ 组合热防护机制包括迎风凹腔-喷流组合与激波针-喷流组合两种,组合机制在防热机理方面与OJ 热防护机制相似,同时又结合了迎风凹腔和激波针的特点[18]㊂例如,Lu 等[19]的研究表明迎风凹腔-喷流组合机制在驻点附近的降热方面更有优势,可降低超过60%的表面最大热流㊂Tamada 等[20]研究发现激波针的引入起到了相当于增加喷流压力的作用,使得激波针-喷流组合机制能够在较低总压比条件下获得更好的降热效果,可降低超过80%的表面最大热流㊂由于组合机制的模型相比于单独机制更为复杂,流场和热流测试存在较大困难,所以当前文献报道以数值模拟为主,主要关注喷流参数和几何参数对组合机制降热效果的影响㊂喷流参数方面,迎风凹腔-喷流组合机制[10,17]和激波针-喷流组合机制[21]都重点关注了总压比和工质气体的影响,结果显示在降热效果的影响规律上与单独OJ 热防护机制相似,这主要源于防热机理上的相似㊂几何参数方面,对于迎风凹腔-喷流组合机制将凹腔嵌套在喷流通道的中间位置最不利于组合机制的降热效果[22],而采用偶数㊁大径深比和抛物线构型的凹腔设计则有利于获得更好的降热效果[23-24]㊂对于激波针-喷流组合机制,增加激波针与钝体之间的长径比[25]和喷流出口与钝体驻点间的距离[26]能够提高组合机制的降热效果㊂此外,Qin 等[27]对比了侧向/斜向/逆向三种喷流方式降热效果差异㊂结果表明,侧向喷流比逆向和斜向喷流方式表现出了更好的热保护性能㊂总体上,当前的研究获得了喷流参数和几何参数对降热效果的影响规律,但还应综合研究这些参数对降热效果的影响,获得参数在流动模态转变时的临界值㊂另外,有必要开展降热效果的参数敏感性分析,确定喷流参数和几何参数中的关键影响参数及其所占权重,从而有效的降低防热效率优化设计的工作量㊂此外,有关高飞行攻角的研究报道较少,有必要进一步研究㊂2.2㊀磁流体动力学控制磁流体动力学(Magneto hydrodynamic,MHD)控制热防护机制于20世纪60年代初被提出,是电磁流动控制在热防护领域的应用[28]㊂MHD 热防护机制原理如图6所示,当磁场作用于飞行器前方激波层内等离子体区时,在激波层中会产生感应电流,感应电流和外加磁场之间的相互作用产生洛伦兹力,洛伦兹力使激波层中的等离子体流动减速,增加了激波脱体距离,从而减少了环境对飞行器表面的对流加热,与无磁场情况相比,该机制最高可降低超过50%的热流[29]和40%的表面温度[30]㊂目前关于MHD 热防护机制的防热机理的研究大多是基于偶极磁体[30-31],而近期Li 等[32]探讨了同时考虑均匀磁场㊁偶极磁体和螺线管磁体的防热机理,数值结果表明模型不同部位的主导降温效果的洛伦兹力分量不同,流向反向洛伦兹力分量的减速效应和法向洛伦兹力分量的偏转效应分别在驻点和肩部区域起主导作用,对于中间区域则由两种效应共同决定,越接近驻点减速效应越强,如图7所示㊂通常增加磁场强可以提高MHD 热防护机制的降热效果,但磁场强度过高反而会加重表面的气动214㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀宇航学报第42卷加热[29]㊂一方面,外加磁场会引起等离子体温度的升高㊁激波层的扩展和离子种类的增加,导致气体辐射加热增加㊂在强磁流体相互作用的情况下,对流加热的减少不足以抵消辐射加热增加,引起总热流的增加[31]㊂另一方面,高速流动的环境带电粒子会与外加磁场作用产生霍尔效应,增加磁场强度会使霍尔效应更加显著,导致降热效果减弱[32]㊂值得注意的是,无论是从辐射热的增加角度看,还是从霍尔效应的影响角度看,施加过高的磁场强度都是不可取的㊂因此有必要在较低的磁场强度的前提下寻求较高的降热效果,而增加等离子体电导率恰恰可以满足这一需求㊂等离子体的电导率主要由电子数密度决定,可以通过增加电子密度来增加MHD 的减缓热流效果[33]㊂但由于电离温度高,一般的飞行任务下,环境气体的电离度低,因此需要额外的等离子体源来增加流场的电子密度㊂浸渍体烧蚀[34]是一种可以有效提高表面附近流体的电导率的方法,但却会降低结构的可靠性,会增加飞行器的重量,降低有效载荷㊂相比之下,低温等离子源具有功耗低㊁重量轻的优势㊂例如,Kim 等[35]提出的采用低功率介质阻挡放电(DBD)的低温等离子体发电装置,该装置可提供电子数密度为1019~1021m -3的等离子体射流,因此可增加飞行器局部位置周围的电子数密度,可有效提升MHD 降热效果㊂图6㊀MHD 热防护机制原理图Fig.6㊀Working principle MHD thermal protection mechanism整体上,目前对MHD 热防护机制的热防护机理研究尚不够深入,针对不同磁场差异的防热机理研究较少,并且缺乏相关的实验验证,未来有必要对此重点关注㊂此外,对外施加的磁场强度不宜过高,否则会增加气体的辐射或产生明显的霍尔效应,导致降热效果下降,因此需要在较低的磁场强度的前提下寻求最优的降热效果,面对这一挑战,有必要增加多因素优化方面的研究㊂2.3㊀超声吸收涂层由于自由流涡流㊁表面粗糙元㊁声波辐射等多种因素的扰动的发展,高超声速飞行器边界层易于经历层流向湍流的过渡,即层流/湍流转捩㊂转捩发生后产生的湍流引起的摩擦阻力和热流通常相当于层流状态的3~5倍[36],严重影响飞行器的局部或整体的气动力㊁热性能和热防护系统,因此开展高超声速边界层转捩研究,对其关键机制加以控制以抑制转捩的发生,对热防护系统的研制和飞行器的设计有十分重要的意义㊂转捩过程一般包括感受性㊁扰动演化和转捩触发三个阶段,如图8所示㊂对于超声速情况,边界层转捩的动力学过程主要由Mack 模态控制㊂Mack 模态分为第一模态和第二模态,第一模态又被称为涡模态,类似不可压缩流动中的T-S 波,而Mack 第二模态又称为声模态,声模共振频率一般在超声范围内,其增长率往往超过第一模态(>Ma 4),在高超声速边界层转捩过程中尤为重要[37]㊂为了对Mack 第二模态加以控制,过去发展了超声吸收涂层(Ultrasonically absorptive coating,UAC)㊂UAC 是一个薄的多孔涂层,通常由等间距或随机的微腔组成,如图9所示,通过表面孔隙结构吸收并将声波困在微腔内,利用声波的热粘滞衰减来减弱声波共振模态,显著降低第二模态的增长率[38]㊂研究表明,UAC 可降低高达80%以上的模态增长率,甚至可以完全抑制模态的发展,最高降热效率超过40%[39]㊂UAC 是一种很有前途的稳定高超声速边界层流动的方法,然而这种方法只有在一定的条件下才有比较好的效果㊂实验和数值研究表明,UAC 对声波的振幅和反射率的控制主要受到涂层材料的形状与尺寸的影响㊂按照涂层表面的形状特点UAC 可分为两类,一类是基于孔㊁槽和随机毛毡的 凹腔 形状的传统UAC [40],另一类是近期报道的基于金字塔柱状 凸台 形状的新UAC㊂其中,新UAC 抑制转捩的思想314第4期梁㊀伟等:高超声速飞行器新型热防护机制研究进展图7㊀洛伦兹力矢量和热流在均匀磁场中的分布[32]Fig.7㊀Distribution in the presence of a uniform magnetic field for lorentz force vector and heat flow[32]图8㊀高超声速边界层转捩原理图Fig.8㊀Hypersonic boundary layer transition schematic diagram 是促进声波散射,并且具有孔隙率高的特点,但也存在指向性响应的问题,有待进一步改进[41]㊂对于传统UAC,涂层微腔孔隙率㊁高宽比和涂层厚度是影响UAC转捩抑制效果的重要尺寸参数㊂研究表明,增大UAC的孔隙率[42]和选择合适高宽比[43]和涂层厚度[44]有利于边界层的稳定㊂但是单独增加涂层孔隙率可能增大边界层的不稳定性[45]㊂对这些参数进行优化是获得高性能UAC的关键㊂针对C/ C基材料的优化研究表明,优化后的C/C或C/C-SiC材料的温度稳定性和超声吸收特性的得到了显著提高,可以有效地抑制声边界层的不稳定性[46]㊂图9㊀UAC工作原理图Fig.9㊀Working principle UAC目前UAC热防护机制研究的主要缺点是涂层的散热效果仅在某一测试条件下效果最优,涂层设计缺乏灵活性㊂面对这一问题,可以从飞行环境出414㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀宇航学报第42卷发,先确定最不稳定状态对应的稳定性理论参数范围,以此作为涂层优化的限制条件,从而改善UAC 的环境适用性㊂此外,大部分关于涂层对高超声速边界层稳定性和层流转捩影响的研究是在零攻角条件下进行的,未来有必要进一步研究㊂3㊀材料化学反应热的控制化学热反应热的控制分为原子和电子两个层面㊂原子层面是指通过调控材料表面的催化系数来控制催化再结合反应,从而减少环境对材料表面的化学加热;而电子层面是指利用材料表面热电子发射过程的吸热特性来增加表面能量耗散,达到冷却材料表面的目的㊂3.1㊀表面催化再结合反应控制高焓离解环境下,扩散至热防护材料表面的离解气体会发生吸附再结合反应,这种再结合反应称为催化反应㊂材料表面催化反应分为扩散㊁吸附㊁再结合㊁解吸附㊁扩散5个与时间相关的独立过程,如图10所示㊂其中,再结合反应均为放热反应,例如两个氧原子的再结合成氧分子过程(O +O O 2)可释放5.2eV 的能量,而高超声速飞行条件下完全离解气体中氧原子的数量通量可达到1024~1025m -2s -1量级,经过换算氧原子催化反应可造成高达兆瓦级别的化学加热㊂图10㊀材料表面催化反应过程Fig.10㊀Material surface catalytic reaction process许多飞行试验和CFD 预测结果均验证了由材料表面催化放热导致的气动加热的显著增高,对于驻点区域完全催化表面相比于完全非催化表面的热载荷约增高了2~3倍,而非驻点区域表面热流增高约12%~50%[47]㊂前苏联 BOR 高超声速飞行器飞行试验获得的试验结果表明,飞行器迎风面上的低催化特性材料表面温度约为完全催化特性材料的80%左右,而CFD 预测的驻点区域低催化特性材料的表面温度比完全催化特性材料最高相差300ħ[48]㊂因此,有必要在认识材料表面催化的基础上,通过研制低催化材料,对材料表面催化再结合反应加以控制(Catalytic reaction control,CRC),从而减缓环境对材料表面的化学加热㊂材料表面催化特性的建模理论主要基于Eley-Rideal(E-R)和Langmuir-Hinshelwood(L-H)两种经典表面催化反应机制,已经发展了密度泛函㊁分子动力学㊁蒙特卡罗㊁现象学以及计算流体力学等不同时间/空间尺度上的模型[49]㊂例如,Vasco [50]结合物理吸附㊁化学吸附㊁热解吸附以及表面扩散构建了SiO 2表面催化模型,分析了E-R 模型㊁L-H 模型以及两种模型耦合条件下,SiO 2表面氧原子和氮原子的催化特性㊂Fertig 和Herdrich [51]采用有限速率表面模型构建了复杂的催化模型,通过3-D URANUS 代码,模拟SiC㊁SiO 2表面催化行为以及完全催化和完全非催化两种极限情况㊂然而,目前不同模型的预测结果还存在一定差异,不同尺度之间的内在联系尚未认识清楚㊂实验上,目前基于能量法和原子损耗法的基本原理,已经建立了依托于电弧风洞㊁高频风洞㊁MESOX㊁以及化学荧光光谱等装置的催化特性风洞模拟测试与实验室测试与评价方法,开展了热防护材料表面催机理和催化特性实验研究,取得了初步进展[52]㊂对比铜㊁高纯石英以及超高温陶瓷这些典型材料在不同温度㊁压力离解空气中的表面催系数测试数据,发现国际上不同单位间的结果存在一定差距[53]㊂一方面,测试方法的差异㊁测试设备的精度和误差是导致材料表面催化系数差异性较大的一个重要原因㊂另一方面,除环境参数(温度㊁压力㊁表面原子浓度等)外,材料表面催化系数还与材料表面属性(材料成分㊁结构㊁表面粗糙度)密切相关㊂由于目前普遍采用传统的 盲选+工艺改进 的材料研发方式,导致典型热防护材料高温下的催化系数普遍处于中等催化水平(0.01<γ<0.1)[53],有必要通过表面属性的定向调控来研制低催化的热防护材料㊂比如,对于ZrB 2基超高温陶瓷材料,在多维扩散情况下,粗糙度的增加会引起材料催化性能的升高,因此可以通过表面抛光来制备光滑表面来降低材料的催化系数[54]㊂此外,氧原子环境中,氧化行为会严重影响表面微观结构㊁组分及粗514第4期梁㊀伟等:高超声速飞行器新型热防护机制研究进展糙度,导致表面催化特性产生较大扰动[52]㊂因此,开展材料表面催化-氧化的耦合效应的研究需要先清楚认识材料表面氧化演化特征㊂整体上,材料表面催化的机理还未清楚,地面模拟试验和实验室测试的催化数据零散,仅能定性的描述影响因素与催化系数之间的关系,以上原因导致了材料催化系数调控缺少指导,仍处于摸索阶段㊂此外,工程上还是采用近似的完全催化的保守方式,不利于结构减重和效率的提高㊂因此,未来应重点评估不同测试方法㊁装置的测试范围和能力,并建立电子㊁原子㊁分子以及宏观尺度的相互联系,揭示催化反应的关键机制,指导材料催化性能的调控㊂3.2㊀电子蒸腾冷却从电子层面上,可以通过热电材料的电子发射效应引入发展新的热防护机制,来增加飞行器表面的能量耗散,从而降低表面净热载荷,即电子蒸腾冷却(Electron transpiration cooling,ETC)热防护机制㊂ETC 热防护机制是由美国密歇根大学Alkandry 等[55]最先提出,其物理过程如图11所示㊂按照时间相关性,环境对热电材料表面的气动加热使得电子的动能增加,当电子的动能远超表面功函数时,高温表面会释放出一股电子电流,这股电流会进入流场之中,并随流场向后方迁移,最后在大面积冷壁面处收集,用于补充热电子发射损失的电子,这样的持续发射-迁移-收集循环过程会在表面热辐射散热的基础上,对前缘热表面产生显著的冷却效应㊂典型前缘结构ETC 冷却效应的数值研究表明,ETC 热防护机制对结构表面的降热效率超过50%,冷却效率超过40%[55-56]㊂图11㊀ETC 热防护机制物理过程Fig.11㊀Physical process of ETC thermal protection mechanism目前,ETC 热防护机制的研究包括数值模拟和热电子发射模型两方面工作㊂数值模拟的研究主要采用耦合求解CFD 控制方程和热电子发射模型边界条件的方法定性的获得了环境(来流速度,飞行高度)㊁模型特征尺寸(前缘半径)和材料属性(功函数)几类参数对ETC 效应的影响规律㊂研究表明,基于Richardson 定律的饱和发射情况下(发射电流只受温度限制),降低材料功函数和前缘尺寸,增加自由流速度可以有效增加ETC 的冷却效果[55]㊂然而,Richardson 定律表达了材料在同一温度水平下所能达到的理论上的极限,在非平衡电离流场环境下,由于空间电荷的限制与等离子鞘层的影响,导致材料表面热电子发射受到较大的限制,降低了ETC 的冷却效果㊂针对这一情况,文献[57]报道了等离子环境下基于悬浮电位表面和负偏压表面的热电子发射模型,讨论了这两种壁面条件对ETC 冷却效果的影响㊂数值模拟结果表明,悬浮电位表面热电子发射受到极大的限制,ETC 的冷却效果有限,而负偏压表面情况下,热电子发射虽然同样受到限制,但随着自由来流速度增加,材料表面发射出的热电子动能和外部流场中的电子数密度也随之增加,可以有效克服空间电荷限制和等离子鞘层的影响,并且在一定条件下可接近饱和发射情况的冷却效果㊂以上模型准确性主要依靠早期[58]再入飞行器等离子发电装置的地面模拟试验数据进行评估㊂由于自由来流条件和发射材料的不确定性,文献通过调整来流速度和材料功函数来包络实验结果,数据比较零散[59],并且缺乏对来流条件和材料功函数不确定的评估㊂实验方面,测试与评价方法的缺乏和实验数据的不足,阻碍了ETC 热防护机制可行性的实验验证和防热机理的深入研究㊂目前仅有的实验来自于美国空军研究实验室(AFRL)的项目执行报告报道的ETC 效应等离子风洞试验[60]㊂该试验采用参考文献[59]中的自由来流条件,试验结果如图12所示㊂试验模型为石墨半球发射体,其表面用涂有SiC 涂层,用于发射端与收集端之间的绝缘,另外发射端与收集端之间用高灵敏度安培表连接用以测量发射电流㊂相同条件下的三次重复试验显示,当模型表面温度超过2000K 时,发射端与收集端之间能够测到15mA 的弱电流,当温度升高至2300K 时,电流升高至30mA,遗憾的是并未获得明显的降温效果㊂整体上,ETC 热防护机制的研究仍处于概念阶614㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀宇航学报第42卷。
