0   引　言

结冰风洞是开展飞机结冰研究的重要地面试验设备，其在飞机防除冰系统研制和结冰适航取证等领域中扮演着重要角色^[1-3]。结冰风洞热流场品质是决定结冰风洞试验能力的关键指标，其符合性是大型结冰风洞适航应用的基础^[4]。因此，结冰风洞热流场品质提高是结冰风洞试验能力发展的永恒主题。

为提高结冰风洞热流场品质，世界上主要结冰风洞均对其制冷系统开展了性能升级改造^[5-13]，其中，以美国NASA Glenn IRT结冰风洞改造次数最多，相关研究也最为全面。具体而言，IRT结冰风洞早在2000年便对其制冷系统开展了大规模的系统改造，将其中老化的W型热交换器更换为板式热交换器，显著改善了热流场品质，并通过全面的热流场品质评估试验验证了其热流场适航应用符合性^[5-7]。2004年IRT结冰风洞全面升级了风洞气流总温测量系统，更换了风洞温度控制探针，优化了热流场校测设备和校测方法，显著提高了风洞气流温度测量精准度，提高了校测试验效率和结果准确性^[8-9]。2011年该风洞为进一步提高风洞流场品质和控制效率，再次改造了制冷系统，将平板型热交换器更换为Z字型热交换器，并在2012年开展了全面的气动-热流场校测，评估了改造后的试验段热流场品质，进一步为其适航应用提供了硬件基础和数据支撑^[10-11]。此外，美国波音BRAIT结冰风洞^[12]和Cox结冰风洞^[13]均开展了一系列性能升级改造，并评估了改造后的热流场品质，验证了这些风洞的适航应用符合性。

中国空气动力研究与发展中心3 m×2 m结冰风洞是国内首座大型结冰风洞，是支撑C919、CR929 等国产大型飞机系统研制和适航取证的国之重器^[14-15]。2019年，在 C919、CR929 等国产大型飞机结冰适航审定的需求牵引下，3 m×2 m结冰风洞开展了全面的热流场符合性研究，建立了系统的结冰风洞热流场符合性验证方法，开展了全面的主试验段热流场符合性验证试验^[4]。结果表明：结冰风洞主试验段热流场品质在主要试验工况下基本满足指标要求；但在高风速、低总温条件下，试验段模型区内却存在显著超标的非均匀温度峰值区，这使得试验段热流场空间均匀性显著降低，进而极大限制了结冰风洞温度模拟范围。进一步分析发现，试验段热流场存在的非均匀问题与结冰风洞制冷系统性能缺陷直接相关。具体而言，制冷系统存在的主要问题有：1）热交换器控制阀和制冷媒介压缩机组未实现自动化调节，需大量的人工操作，在高风速、低总温这种临界试验条件下，难以迅速地实现阀门调节，无法满足热流场均匀性要求；2）制冷系统采用的液氨（R717）制冷媒介长期使用后存在消耗损失问题，极大地降低了该制冷媒介的制冷能力，制约了制冷系统的低温模拟能力；3）制冷系统控制软件自动化程度低，对热交换器和压缩机组的控制有限，无法实现温度调节的闭环控制，使得温度调节效率较低，温度控制精度难以保证。因此，为解决制冷系统存在的设备问题，改善结冰风洞试验段热流场品质，3 m×2 m结冰风洞于2020年针对结冰风洞制冷系统开展了全面的设备性能升级优化：改造了热交换器自动控制阀、升级了压缩机组控制器、更换了制冷媒介、增加了温度和压力传感器、研制了以温度为控制目标的闭环控制软件。

为明晰制冷系统性能升级优化对3 m×2 m结冰风洞热流场品质的影响，本文借鉴国外结冰风洞流场性能升级优化的评估经验，开展了全面的主试验段热流场符合性验证试验；同时测量了热交换器出口（结冰风洞控制总温）和试验段气流总温，考察了两位置处热流场空间均匀性和时间稳定性，评估了升级优化后制冷系统温度模拟能力，验证了结冰风洞热流场符合性；最后给出了试验段气流总温修正关系，形成了该风洞主试验段热流场控制包线，为3 m×2 m结冰风洞适航应用奠定了基础。

1   3 m×2 m结冰风洞简介

中国空气动力研究与发展中心的3 m×2 m结冰风洞是目前世界上尺寸最大的结冰风洞之一（图1（a）），主要由结冰喷雾系统、制冷系统、高度模拟系统和风机动力系统组成。制冷系统采用液氨作为制冷媒介，通过热交换器（图1（b））调节气流温度，利用热交换器出口总温探针测量气流温度，最终实现气流温度的精确控制，气流静温模拟范围为5～–40 ℃。该风洞拥有3个可更换的试验段，分别为主试验段、次试验段和高速试验段。试验段尺寸和气流速度模拟范围如表1所示，其中最大试验段气流速度为7000 m模拟高度、无模型条件下试验结果。本文仅在主试验段内开展研究。

图  1  3 m×2 m结冰风洞

Fig.  1  The CARDC icing wind tunnel

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表  1  试验段尺寸参数和模拟气流速度范围

Table  1  The test section size parameters and simulation airspeed range

Test section	Dimension			Airspeed/ （m·s–1）
	Height/m	Width/m	Length/m
Main	2.0	3.0	6.5	21～210
Secondary	3.2	4.8	9.0	8～78
High speed	1.5	2.0	4.5	26～256

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2   试验方法

2.1   试验标准

美国机动车工程师学会发布的结冰风洞校测推荐应用文件Calibration and acceptance of icing wind tunnels （SAE ARP5905）得到了国际结冰适航领域的普遍认可^[16]。该文件给出了结冰风洞热流场品质指标，如表2所示。应该指出的是，尽管表2给出了气流静温指标，但是考虑到气流静温无法采用总温探针直接测量，而需通过气流总温和气流速度间接计算得到，因此本文选择气流总温作为热流场表征参数更具有代表性。

表  2  结冰风洞热流场品质指标^[16]

Table  2  The quality index of thermodynamic flow field of icing wind tunnel^[16]

Items	Static air temperature
	Ts < –30 ℃	–30 ℃ < Ts < 5 ℃
Measurement instrumentation maximum uncertainty	±2.0 ℃	±0.5 ℃
Spatial uniformity	±2.0 ℃	±1.0 ℃
Temporal stability	±2.0 ℃	±0.5 ℃

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2.2   试验仪器

试验需测量热交换器出口和试验段气流总温。前者采用结冰风洞总温控制探针测量，后者则利用温度格栅装置和格栅总温探针实现测量。

结冰风洞总温控制探针为四线制PT-100铂电阻总温探针（图2），其温度测量范围和精度分别为–50～50 ℃和±0.2 ℃。总温控制探针固定于热交换器下游约2 m处的探针支架上（图1（a）），探针头部正对热交换器出口。本期制冷系统性能升级优化中，为提高热交换器出口气流温度场的空间分辨率，将控制总温探针数量从8根增加至24根，进而使热交换器每个模块出口处均对应3根探针。图3则进一步给出了升级优化后总温控制探针测量位置，图中热交换器各模块水平中心处均等间距分布3根总温探针，且图中坐标原点O位于测量平面中心处，x轴从沿流向的左侧壁面指向右侧壁面，y轴从下壁面指向上壁面。

图  2  结冰风洞总温控制探针

Fig.  2  The total temperature operating probe in CARDC icing wind tunnel

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图  3  结冰风洞总温控制探针测量位置示意图

Fig.  3  The measured positions of total temperature operating probes in CARDC icing wind tunnel

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温度格栅装置（图4）由7根垂直栅条和 4根水平栅条组成，其中每根垂直栅条前缘等距设置7个总温探针安装孔，安装孔的横纵间距分别为375和250 mm。进一步地，图5给出了温度格栅测点的具体位置矩阵，坐标原点位于试验段中心线处（图中红点），表示试验段中心线处测点，试验段内共设置49个测点；x、y轴的方向与热交换器出口测点坐标系一致。

图  4  温度格栅装置

Fig.  4  The temperature grid device

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图  5  温度格栅测点位置矩阵

Fig.  5  The position matrix of measured points in the temperature grid device

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格栅总温探针为自研的铂电阻总温探针（图6），探针外径为6 mm、长为100 mm，温度测量范围和精度分别为–50～50 ℃和±0.1 ℃，总温恢复率R_r在马赫数小于0.6时的变化范围为0.994～1.000。

图  6  格栅总温探针

Fig.  6  Total temperature probe and temperature grid

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2.3   试验内容

本文依据SAE ARP5905，通过开展全面的主试验段热流场符合性验证试验，评估升级优化后制冷系统温度模拟能力，验证结冰风洞热流场符合性。

根据SAE ARP5905，气流总温试验工况如表3所示，表中给出了试验段名义总温参数（T_t）和名义气流速度参数（v_TS），考虑到温度格栅装置的试验段堵塞效应，最大试验段气流速度选取140 m/s。此外，文献[4]指出喷雾耙喷嘴干空气射流对热流场品质并无显著影响。因此，本文未考虑喷嘴干空气射流的影响，试验中仅保持喷雾耙内水循环过程以维持耙内温度。

表  3  气流总温试验工况

Table  3  Test conditions of airflow total temperature

Parameter	Value
Tt /℃	–30, –25, –20, –15, –10, –5, 0, 5
vTS /（m·s–1）	40, 60, 80, 100, 120, 140

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试验时，当气流参数稳定后，同时采集热交换器出口和试验段内气流总温数据，各测点参数采样时间为120 s，采样频率1 Hz。

2.4   数据处理

对采集的气流总温数据进行总温恢复修正，获得实际气流总温T_{t, local}：

式中，T_{t, probe}为探针测量总温（单位为℃），R_r为探针总温恢复率。

热交换器出口气流总温空间和时间分布以热交换器出口平均气流总温T_{ta, WT}为参考温度，采用气流总温空间偏差T_{rs, WT}和时间偏差T_{rt, WT}表征：

式中，下标mt表示时间平均，T_{t, WT}为热交换器出口各测量点的气流总温。采用总温空间和时间偏差标准差σ（T_{rs, WT}）与σ（T_{rt, WT}）和最大绝对值|T_{rs, WT}|_max与|T_{rt, WT}|_max评估热交换器出口气流总温空间均匀性和时间稳定性。

试验段气流总温空间和时间分布以试验段中心线处气流总温T_{tc, TS}为基准，采用气流总温空间偏差T_{rs, TS}和时间偏差T_{rt, TS}表征：

式中，T_{t, TS}为试验段内各测量点处气流总温。进而采用总温空间和时间偏差标准差σ（T_{rs, TS}）与σ（T_{rt, TS}）及最大绝对值|T_{rs, TS}|_max与|T_{rt, TS}|_max评估试验段内气流总温空间均匀性和试验段中心处时间稳定性。

最后，利用热交换器出口平均气流总温T_{ta, WT}与试验段中心线处气流总温T_{tc, TS}，给出试验段总温修正关系：

式中，K_T为总温修正函数。

3   试验结果分析与讨论

3.1   热交换器出口气流总温

图7给出了热交换器出口气流总温空间分布云图，包括80、100、120和140 m/s等4个气流速度条件下，0、–5和–15 ℃等3个气流总温对应的典型试验结果。从图中可以看出：在典型工况下，热交换器出口气流总温空间分布偏差较小，热流场空间均匀性较好，大部分偏差值在±0.50 ℃以内；仅在–15 ℃条件下云图下部存在小范围的非均匀峰值区，但峰值偏差仍在±0.75 ℃以内。

图  7  热交换器出口气流总温空间分布云图

Fig.  7  The spatial distribution of airflow total temperature at the exit of the heat exchanger

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为定量评估热交换器出口热流场空间均匀性，图8给出了热交换器出口气流总温空间偏差标准差和最大绝对值，图中包括80、100、120和140 m/s等4个典型气流速度条件下的试验结果。从图中可以看出，气流总温空间偏差标准差和最大绝对值在各工况下均分别小于0.35 ℃和0.80 ℃。这表明：在主要试验工况下，热交换器出口热流场空间均匀性较好；随着气流总温的降低和试验段气流速度的增大，气流总温空间偏差标准差和最大绝对值均存在增大的趋势，热流场空间均匀性则不断降低，逐渐出现小范围的非均匀峰值区（对应图7）。

图  8  热交换器出口气流总温空间偏差标准差和最大绝对值

Fig.  8  The standard deviation and maximum absolute value of the spatial deviation of the airflow total temperature at the exit of the heat exchanger

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图9给出了热交换器出口气流总温时间偏差变化曲线，包括80、100、120和140 m/s等4个典型气流速度下，0、–5和–15 ℃等3个气流总温对应的典型试验结果。从图中可以看出：各工况下，总温时间偏差变化曲线未出现明显的波动现象，整体较为平缓，并且偏差值均在±0.25 ℃范围内。

图  9  热交换器出口气流总温时间偏差变化曲线

Fig.  9  The variation profiles of the temporal deviation of airflow total temperature at the exit of the heat exchanger

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为定量评估热交换器出口热流场时间稳定性，图10给出了热交换器出口气流总温时间偏差标准差和最大绝对值，包括80、100、120和140 m/s等4个典型气流速度条件下的试验结果。从图中可以看出：在所有工况下，气流总温时间偏差标准差和最大绝对值均分别小于0.2和0.3 ℃，表明在主要试验条件下，热交换器出口热流场具有较好的时间稳定性；气流总温和试验段气流速度对气流总温时间稳定性并无显著影响。

图  10  热交换器出口气流总温时间偏差标准差和最大绝对值

Fig.  10  The standard deviation and maximum absolute value of the temporal deviation of airflow total temperature at the exit of the heat exchanger

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综上所述，热交换器出口热流场空间均匀性和时间稳定性均较好，其中气流总温空间偏差和时间偏差均分别在±0.8 ℃和±0.3 ℃范围内，明显优于SAE ARP5905给出的热流场品质指标。由此可见，制冷系统性能的升级优化提高了制冷系统温度调节和控制能力，进而显著改善了热交换器出口热流场品质，为结冰风洞温度模拟能力扩展奠定了基础。

3.2   试验段气流总温

图11给出了试验段气流总温空间分布云图，包括80、100、120和140 m/s等4个典型气流速度条件下，0、–5和–15 ℃等3个典型气流总温对应的试验结果，图中红色虚线框表示模型区，范围为–750≤ x≤ 750 mm、–500 ≤ y ≤ 500 mm。由图可知，各工况下模型区内气流总温空间偏差均在±1 ℃内，满足指标要求。随着气流总温的降低，试验段左上壁面处逐渐出现非均匀的峰值区域，进而在–15 ℃时非均匀峰值超过1 ℃。这与2019年试验结果相似^[4]，但非均匀峰值区的覆盖范围显著减小、峰值强度明显减弱，同时其向模型区内发展的趋势被进一步抑制，尤其在140 m/s高风速、–15 ℃低总温条件下，模型区内仍未出现超标的峰值点。此外，与热交换器出口试验结果相比（图7），热流场内部的非均匀峰值区覆盖范围显著增大、峰值强度则明显增强，出现了超标的峰值点。尤其值得一提的是，在–15 ℃条件下，试验段左上壁面处出现异常明显的非均匀峰值区，但在热交换器出口对应位置却并未出现任何异常现象，这可能与气流从热交换器出口到试验段间所经历的复杂热力演化过程相关。

图  11  试验段气流总温空间分布云图

Fig.  11  The spatial distribution of airflow total temperature in the test section

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为定量分析试验段气流总温空间均匀性，同时对比评估热流场均匀性改善程度，图12给出了试验段模型区内气流总温空间偏差标准差和最大绝对值，图中还给出了2019年试验结果^[4]和2020年制冷系统升级优化后的试验结果。从图中可以看出：2020年试验段模型区内气流总温空间偏差标准差均小于0.4 ℃，满足±1 ℃的指标要求；相较于2019年试验结果，2020年试验段模型区内标准差在高风速、低总温条件下显著减小，尤其在140 m/s、–10 ℃条件下，降幅接近0.5 ℃；2020年试验段模型区内气流总温空间偏差最大绝对值在各工况下均小于1.0 ℃，表明模型区内均未出现超标的非均匀峰值点，与2019年试验结果相比，2020年试验段模型区内气流总温最大绝对值显著减小，尤其在高风速、低总温工况下—2019年结果中最大绝对值普遍超过1.0 ℃，最大值甚至超过2.5 ℃，而2020年结果则均小于1.0 ℃。由此可见，2020年试验段模型区内热流场空间均匀性在主要试验工况下较好，完全满足指标要求，达到结冰试验要求；与2019年结果对比，2020年结冰风洞的制冷系统升级优化显著提高了试验段模型区内热流场空间均匀性，使得在主要试验工况下热流场均匀性指标均满足结冰试验要求，极大扩展了结冰风洞温度模拟范围。

图  12  试验段模型区气流总温空间偏差标准差和最大绝对值

Fig.  12  The standard deviation and maximum absolute value of the spatial deviation of airflow total temperature in the model area of test section

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图13给出了试验段中心线处气流总温时间偏差变化曲线，图中包括80、100、120和140 m/s等4个典型气流速度下，0、–5和–15 ℃等3个气流总温对应的典型试验结果。从图中可以看出：各工况下，气流总温时间偏差均在±0.5 ℃范围内，满足指标要求；随着气流总温的降低，曲线的波动程度不断增强。

图  13  试验段中心线处气流总温时间偏差变化曲线

Fig.  13  The variation profiles of the temporal deviation of airflow total temperature in the centerline of test section

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为定量考察试验段中心线处气流总温时间稳定性，图14给出了试验段中心线处气流总温时间偏差标准差和最大绝对值，从图中可以看出：各工况下气流总温时间偏差标准差和最大绝对值均分别小于0.25 ℃和0.40 ℃，完全满足±0.5 ℃的指标要求，表明在主要试验工况下，试验段模型区内热流场时间稳定性较好，达到结冰试验要求，这与2019年试验结果相一致；随着气流总温的降低，标准差和最大绝对值均存在增大趋势，可见降低气流总温会减弱热流场时间稳定性。进一步地，与热交换器出口试验结果相比（图10），试验段中心线处气流总温标准差和最大绝对值在大部分工况下均偏高，热流场时间稳定性则出现了一定程度的减弱。

图  14  试验段中心线处气流总温时间偏差标准差和最大绝对值

Fig.  14  The standard deviation and maximum absolute value of the temporal deviation of airflow total temperature in the centerline of test section

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3.3   结冰风洞总温修正关系和热流场控制包线

根据热交换器出口和试验段气流总温试验结果，图15给出了试验段中心线处气流总温修正关系和不确定度，包括80、100、120和140 m/s等4个典型气流速度下的试验数据。从图15（a）中可以看出，风洞采集的气流总温T _{ta, WT}与试验段中心线处气流总温T _{tc, TS}具有显著的线性关系：

图  15  试验段中心线处气流总温修正关系和不确定度

Fig.  15  The correction relationship and uncertainty of the airflow total temperature in the centerline of test section

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式中，K_T和B_T分别为斜率和截距函数，此处K_T = 1.0037，B_T = –0.0307。图15（b）纵轴为计算总温T_{ta, TS}与试验段中心线处气流总温T_{tc, TS}之差，可以看出拟合温度偏差均在±0.5 ℃范围内，满足标准要求。

图16给出了3 m×2 m结冰风洞主试验段热流场控制包线，图中黑色空心圆点为试验工况点，红色实线为2020年制冷系统升级优化后的控制包线，而蓝色虚线对应2019年控制包线^[4]。此处应该指出，图中控制包线由试验段模型区内热流场空间均匀性和时间稳定性均完全满足标准要求的试验工况点决定，未考虑模型区边界处存在温度偏差超标的工况点，因此相较于文献[4]，本文给出的2019年控制包线覆盖范围出现了一定程度的减小。从图中还可以看出，2020年的控制包线覆盖范围显著大于2019年，尤其在高风速（超过120 m/s）和低总温（小于–15 ℃）条件下，试验段模型区热流场品质均满足SAE ARP5905指标要求。由此可见，2020年结冰风洞制冷系统升级优化显著改善了试验段热流场品质，解决了高风速、低总温条件下试验段模型区内热流场的均匀性问题，显著扩展了热流场控制包线范围，增强了结冰风洞试验模拟能力。

图  16  3 m×2 m结冰风洞主试验段热流场控制包线

Fig.  16  The thermal flow field operating envelop of CARDC icing wind tunnel in the main test section

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4   结　论

本文为评估3 m×2 m结冰风洞制冷系统升级优化后的风洞热流场品质，开展了结冰风洞主试验段热流场符合性验证试验，得到以下结论：

1）热交换器出口热流场品质较好，其空间均匀性和时间稳定性参数均优于SAE ARP5905给出的热流场品质指标。

2）与2019年试验结果对比，2020年试验段模型区内热流场空间均匀性显著增强，在主要试验工况下，流场品质完全满足指标要求，尤其在高风速、低总温工况下，模型区内均未出现超标的非均匀峰值点。

3）结冰风洞制冷系统升级优化提高了制冷系统温度调节和控制能力，改善了试验段热流场品质，解决了高风速、低总温条件下试验段模型区内热流场的均匀性问题，显著扩展了热流场控制包线，增强了结冰风洞试验模拟能力。