·248· 工程科学学报，第37卷，第2期 2150 2450 2400 2100 2350 2300 2050 2250 2000 2200 2150 1950 2100 2050 1900 2000 1950L 1850 500100015002000250030003500400045005000 1900 0◆ 105 104 10-3 热导率WmK) 界面接触热阴.R(m2.K·W) 图11驻点温度随高导材料热导率的变化 图14驻点温度随高导C/C材料与普通C/C材料界面接触热阻 Fig.11 Variation of the stagnation temperature with the thermal con- 的变化 ductivity of the embedded material Fig.14 Variation of the stagnation temperature with contact thermal 2150 resistance between the high thermal conductivity C/C material and the heat-resisting three-dimensional braid C/C material 2100 辐射系数并不是一个有效提高疏导式热防护效率的 2050 方法.随着耐热层厚度的增加，驻点附近的高热流密 2000 度达到高导材料疏通通道的路径变长，因此导致驻 点温度的增加，耐热层厚度由4mm增加至8mm时， 1950 驻点温度升高212K,而耐热层厚度由4mm减小至1 1900 mm时，驻点温度下降343K,因此结构设计时通过控 制耐热层温度来控制驻点温度是一个非常有效的途 185800650.700.750.80085090095100 径，但与此同时必须注意到耐热层厚度的减小可能 耐热材料辐射率￡ 带来的强度问题。随着耐热层与高导材料间界面接 图12驻点温度随耐热材料辐射系数的变化 触热阻的增加，驻点温度显著升高，当界面热阻由1× Fig.12 Variation of the stagnation temperature with the emissivity of 105Km2.W增加至1×104Km2W-时，驻点 the heat-resisting material 温度升高149K,而界面热阻由1×105K·m2.W-降 2300 低至1×106Km2·W时，驻点温度仅仅降低22K, 2250 因此结构设计时必须保证界面接触热阻在一个合理 2200 2150 的范围内 2100 2050 4结论 2000 1950 本文建立了内置高导C/C材料的疏导式热防护 1900 1850 结构原理模型，并对热防护效果进行了数值模拟，计算 1800 结果与试验结果吻合良好，表明本文模型及计算方法 1750 可以用于内置高导C/C材料疏导式热防护的防热效 1700 23 4567 果评估.进一步通过试验的方法给出了三维编织C/C 耐热层厚度./mm 复合材料与高导C/C材料之间的界面接触热阻，研究 图13驻点温度随耐热层厚度的变化 了界面压力对接触热阻的影响规律.针对影响疏导式 Fig.13 Variation of the stagnation temperature with the thickness of 热防护的若干关键参数进行了影响分析.结果表明， the thermal-resisting material 降低耐热层厚度是非常有效的降低驻点温度的方法， 加，单位时间内通过结构外表面辐射到外部空间的热 但是同时必须考虑由此可能带来的结构强度问题.耐 量增多，从而使得驻点温度降低，当前材料的辐射系数 热层与高导材料间的接触热阻对疏导式热防护的防热 为0.8，如果通过表面涂层工艺处理将辐射系数提高 效果影响很大，必须通过预处理将界面接触热阻降低 到0.95，那么驻点温度仅仅降低32K,因此提高表面 到1×10-5Km2.W左右.工程科学学报，第 37 卷，第 2 期 图 11 驻点温度随高导材料热导率的变化 Fig． 11 Variation of the stagnation temperature with the thermal con￾ductivity of the embedded material 图 12 驻点温度随耐热材料辐射系数的变化 Fig． 12 Variation of the stagnation temperature with the emissivity of the heat-resisting material 图 13 驻点温度随耐热层厚度的变化 Fig． 13 Variation of the stagnation temperature with the thickness of the thermal-resisting material 加，单位时间内通过结构外表面辐射到外部空间的热 量增多，从而使得驻点温度降低，当前材料的辐射系数 为 0. 8，如果通过表面涂层工艺处理将辐射系数提高 到 0. 95，那么驻点温度仅仅降低 32 K，因此提高表面 图 14 驻点温度随高导 C /C 材料与普通 C /C 材料界面接触热阻 的变化 Fig． 14 Variation of the stagnation temperature with contact thermal resistance between the high thermal conductivity C /C material and the heat-resisting three-dimensional braid C /C material 辐射系数并不是一个有效提高疏导式热防护效率的 方法． 随着耐热层厚度的增加，驻点附近的高热流密 度达到高导材料疏通通道的路径变长，因此导致驻 点温度的增加，耐热层厚度由 4 mm 增加至 8 mm 时， 驻点温度升高 212 K，而耐热层厚度由 4 mm 减小至 1 mm 时，驻点温度下降 343 K，因此结构设计时通过控 制耐热层温度来控制驻点温度是一个非常有效的途 径，但与此同时必须注意到耐热层厚度的减小可能 带来的强度问题． 随着耐热层与高导材料间界面接 触热阻的增加，驻点温度显著升高，当界面热阻由 1 × 10 － 5 K·m2 ·W － 1 增加至 1 × 10 － 4 K·m2 ·W － 1 时，驻点 温度升高149 K，而界面热阻由 1 × 10 － 5 K·m2 ·W － 1降 低至 1 × 10 － 6 K·m2 ·W － 1时，驻点温度仅仅降低 22 K， 因此结构设计时必须保证界面接触热阻在一个合理 的范围内． 4 结论 本文建立了内置高导 C /C 材料的疏导式热防护 结构原理模型，并对热防护效果进行了数值模拟，计算 结果与试验结果吻合良好，表明本文模型及计算方法 可以用于内置高导 C /C 材料疏导式热防护的防热效 果评估． 进一步通过试验的方法给出了三维编织 C /C 复合材料与高导 C /C 材料之间的界面接触热阻，研究 了界面压力对接触热阻的影响规律． 针对影响疏导式 热防护的若干关键参数进行了影响分析． 结果表明， 降低耐热层厚度是非常有效的降低驻点温度的方法， 但是同时必须考虑由此可能带来的结构强度问题． 耐 热层与高导材料间的接触热阻对疏导式热防护的防热 效果影响很大，必须通过预处理将界面接触热阻降低 到 1 × 10 － 5 K·m2 ·W － 1左右． · 842 ·