等離子噴涂成形鎢喉襯的燒蝕性能

徐 玄，王躍明，熊 翔，解 路，閔小兵

等離子噴涂成形鎢喉襯的燒蝕性能

徐 玄1，王躍明1，熊 翔1，解 路1，閔小兵2

(1. 中南大學(xué) 粉末冶金國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410083；2. 湖南省冶金材料研究所，長(zhǎng)沙 410014)

采用等離子噴涂成形結(jié)合熱等靜壓技術(shù)制備內(nèi)徑8 mm、長(zhǎng)30 mm、壁厚16.5 mm的鎢喉襯，測(cè)試喉襯在小型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)地面試車條件下的抗熱震燒蝕性能。結(jié)果表明：等離子噴涂成形鎢喉襯為典型的柱狀晶層片結(jié)構(gòu)，致密度僅為85.6%；經(jīng)二步熱等靜壓處理后，喉襯樣件仍為層片結(jié)構(gòu)，層片間微觀縫隙及大部分孔隙消失，致密度提高至96.7%；地面試車實(shí)驗(yàn)后，鎢喉襯整體結(jié)構(gòu)完好，未出現(xiàn)炸裂和破碎現(xiàn)象，具有良好的抗沖刷和耐燒蝕性能，其線燒蝕率僅為4 μm/s。經(jīng)SEM和XRD等檢測(cè)發(fā)現(xiàn)，喉部以機(jī)械剝蝕為主，以熔化燒蝕及熱化學(xué)燒蝕為輔，其燒蝕程度最為嚴(yán)重；收斂段為機(jī)械剝蝕和熱化學(xué)燒蝕，其燒蝕程度次之；而擴(kuò)散段則發(fā)生熱化學(xué)燒蝕，其燒蝕程度最低。

等離子噴涂成形；鎢喉襯；熱等靜壓；燒蝕

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的性能直接決定導(dǎo)彈的射程，噴管喉襯是發(fā)動(dòng)機(jī)中燒蝕和沖刷最嚴(yán)重的部位，需在無(wú)冷卻條件下承受高溫(＞3 000 ℃)、高速(＞1 000 m/s)固體粒子和氣流的沖刷及劇烈溫升(＞2 000 ℃/s)的惡劣環(huán)境[1?3]。固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)，喉襯的燒蝕和沖刷使得發(fā)動(dòng)機(jī)噴管的擴(kuò)張比降低，將直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的推力和效率，甚至失去工作能力。因此，喉襯材料不僅要求具有優(yōu)良的室溫強(qiáng)度，且要能在高溫高壓下保持物理和化學(xué)穩(wěn)定性[4?5]。金屬鎢(W)因其熔點(diǎn)高達(dá)3 410 ℃、室溫強(qiáng)度高達(dá)800 MPa，2 000 ℃高溫環(huán)境導(dǎo)熱性能達(dá)(105±10) W/(m·K)，而 1 500 ℃時(shí)熱膨脹系數(shù)僅為7.4×10?6K?1，成為目前普遍使用的一種喉襯材料[6]。

就目前的技術(shù)水平而言，鎢的成形與制備是國(guó)際上公認(rèn)的難題，傳統(tǒng)的方法包括化學(xué)氣相沉積(CVD)[7?8]、自蔓延高溫合成(SHS)[9?10]、粉末冶金(PM)[11?12]等。然而，CVD和SHS方法的生產(chǎn)周期長(zhǎng)、成形效率低。此外，鎢加工脆性大、熔點(diǎn)高，對(duì)粉末冶金燒結(jié)設(shè)備要求高，生產(chǎn)成本昂貴，不宜大規(guī)模生產(chǎn)[13]。因此，材料科學(xué)的發(fā)展迫切需要新的成形與加工手段。等離子噴涂技術(shù)因其噴射溫度高達(dá)10 000 ℃，噴射速度達(dá)300～400 m/s[14]，集高溫熔化、快速凝固和近凈成形等優(yōu)勢(shì)于一體，已在鎢及鎢基難熔金屬的成形方面得到應(yīng)用。REA等[15]采用真空等離子噴涂成形W-HfC納米復(fù)合材料管件。HOVIS等[16]采用機(jī)械混合法制備W-Ni-Fe復(fù)合粉末，采用等離子噴涂制備了壁厚為 0.3～6.0 mm 的薄壁構(gòu)件。MUTASIM 和 SMITH[17]采用等離子體球化技術(shù)制備90W-8Ni-2Fe復(fù)合粉末，采用真空等離子噴涂技術(shù)(VPS)制備高致密度、細(xì)顆粒、組織較均勻的高密度合金材料。吳子健等[18]采用等離子噴涂成形制備了大尺寸鎢管發(fā)熱體，成功應(yīng)用于高溫(≥2 300 ℃)中頻感應(yīng)燒結(jié)爐上。此外，WANG等[19?20]和閔小兵等[21]也在等離子噴涂成形制備難熔金屬薄壁或復(fù)雜形狀構(gòu)件領(lǐng)域開(kāi)展了一定的研究工作。

然而，國(guó)內(nèi)外學(xué)者的研究工作仍停留在等離子噴涂成形鎢或鎢合金零部件初坯階段，均未對(duì)成形件初坯進(jìn)行系統(tǒng)的后續(xù)致密化、強(qiáng)化處理。迄今為止，還未見(jiàn)有關(guān)等離子噴涂成形 W 喉襯及其燒蝕性能的研究報(bào)道。為此，本文作者采用等離子噴涂成形制備了純W喉襯，采用二步熱等靜壓技術(shù)進(jìn)一步提高了喉襯的致密度，開(kāi)展了小型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)地面試車實(shí)驗(yàn)，并深入分析喉襯材料在試車環(huán)境下的燒蝕產(chǎn)物、燒蝕形貌及燒蝕機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)

噴涂用原材料鎢粉為不規(guī)則的多角形顆粒，粒度為 33～70 μm，純度為99.95%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))。為防止噴涂過(guò)程中粉末堵塞送粉軟管,需先將其置于干燥箱中100℃下干燥 1 h。為防止等離子噴涂時(shí)粉末材料嚴(yán)重氧化，喉襯制備實(shí)驗(yàn)在一個(gè)尺寸為d 1 300 mm×1 700 mm的密閉室內(nèi)進(jìn)行，成形室配備先進(jìn)的冷卻系統(tǒng)。將石墨芯模固定在密閉室內(nèi)的轉(zhuǎn)盤上，密閉室抽真空，然后充入 1.01×105Pa的高純保護(hù)氬氣。采用DH?1080等離子噴涂設(shè)備(最大功率80 kW)進(jìn)行等離子噴涂成形，等離子噴涂設(shè)備上安裝了TA?1800噴涂機(jī)械手。噴涂機(jī)械手可夾持噴槍按預(yù)先設(shè)定的程序自動(dòng)噴涂，其重復(fù)精度達(dá)10 μm，完全可以滿足大型、復(fù)雜零部件對(duì)壁厚、尺寸均勻性及組織均勻性精確可控的要求。此外，芯模拐角處都是平滑曲線設(shè)計(jì)，過(guò)渡緩和，這樣就也可確保噴涂成形件各個(gè)部位的組織均勻性。

等離子噴涂成形完畢后，將樣品進(jìn)行二步熱等靜壓(低壓熱等靜壓+高壓熱等靜壓)處理。低壓熱等靜壓處理壓力為10 MPa、溫度為1 600 ℃、保溫時(shí)間60 min；高壓熱等靜壓處理壓力為 150 MPa、溫度為1 600 ℃、保溫時(shí)間120 min。熱等靜壓處理時(shí)升溫速度為5 ℃/min，壓力介質(zhì)為高純Ar，處理完畢后樣品隨爐冷卻。采用機(jī)械加工去除樣件(經(jīng)熱等靜壓處理后)的石墨芯模，并將喉襯外表面進(jìn)行拋光處理，最終獲得內(nèi)徑為8 mm、壁厚16.5 mm、長(zhǎng)30 mm的鎢喉襯。

采用小型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行地面點(diǎn)火實(shí)驗(yàn)，考察材料的燒蝕性能。地面試車實(shí)驗(yàn)主要參數(shù)如表1所列。

表1 地面試車實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 1 Experimental parameters of ground run test

地面試車實(shí)驗(yàn)完畢后，觀察喉襯樣件的結(jié)構(gòu)完整情況。測(cè)量燒蝕前、后試樣內(nèi)徑的變化，計(jì)算線燒蝕率 Rd：

式中：d1和d2分別為試驗(yàn)前、后試樣的內(nèi)徑，mm；t為試驗(yàn)時(shí)間，s。

本研究采用阿基米德排水法測(cè)定等離子噴涂成形喉襯經(jīng)熱等靜壓處理前、后的開(kāi)孔率及密度；采用JEOL JSM?6360LV型掃描電子顯微鏡觀察等離子噴涂成形、經(jīng)熱等靜壓處理后及試車實(shí)驗(yàn)后喉襯的顯微形貌；采用D/ruax2550型X射線衍射儀(XRD)及能譜儀(EDS)分析喉襯的燒蝕產(chǎn)物，并深入分析等離子噴涂成形鎢喉襯的燒蝕機(jī)理。

2 結(jié)果與分析

2.1 鎢喉襯的顯微結(jié)構(gòu)

圖1所示為等離子噴涂成形鎢喉襯的SEM像。由圖 1(a)可見(jiàn)，等離子噴涂沉積層為典型的層片組織結(jié)構(gòu)，層片間結(jié)合部位可觀察到較多孔隙及亞微米級(jí)尺寸的縫隙。經(jīng)檢測(cè)，鎢喉襯致密度為 85.6%。由圖1(b)可見(jiàn)，采用表1所列噴涂工藝參數(shù)時(shí)，W顆粒熔化鋪展程度較好，局部可觀察到細(xì)小的球形顆粒，層片粒子邊緣即層片與層片搭界處可觀察到細(xì)微孔隙。分析表明，等離子噴涂成形時(shí)，位于等離子焰流外圍的鎢顆粒未能充分吸收熱量，導(dǎo)致其僅表面熔化，碰撞到基體前幾乎完全凝固，造成沉積層中出現(xiàn)細(xì)小且表面光滑的球形顆粒。

圖1 等離子噴涂成形W喉襯的SEM像Fig.1 SEM images of PSF tungsten nozzle: (a) Cross section;(b) Surface layer

圖2 所示為經(jīng)二步熱等靜壓處理后等離子噴涂成形鎢喉襯的 SEM 像。二步熱等靜壓處理時(shí)，首先進(jìn)行的低壓熱等靜壓可消除等離子噴涂成形鎢喉襯中可能出現(xiàn)的通孔等缺陷，起到了包套處理的作用。在隨后的高壓熱等靜壓處理過(guò)程中，在高溫高壓的聯(lián)合作用下，鎢喉襯粒子層結(jié)合部位完全粘合在一起，沉積層中微觀縫隙完全消失，僅存在極少量孔隙，見(jiàn)圖2(a)。由圖2(b)可見(jiàn)，靠近喉襯內(nèi)壁的沉積層截面中可觀察到淺灰色和深灰色的兩相組織。深灰色相區(qū)的能譜分析曲線(見(jiàn)圖2(c))中可觀察到較強(qiáng)的W峰和較弱的C峰，C與W的含量分別約為47%和53%(摩爾分?jǐn)?shù))。分析表明，熱等靜壓處理過(guò)程中W沉積層與石墨芯模劇烈反應(yīng)，導(dǎo)致靠近內(nèi)徑處的沉積層中形成了鎢的碳化物。

圖2 經(jīng)二步熱等靜壓處理后等離子噴涂成形鎢喉襯的SEM像及EDS譜Fig.2 SEM images of PSF deposits after two-step HIPing: (a)Cross section; (b) Internal surface; (c) EDS analysis of dark grey phase

熱等靜壓處理后，喉襯致密度增大。喉襯一般分為收斂段、喉部和擴(kuò)散段3個(gè)部分。經(jīng)檢測(cè)，這3個(gè)部分在熱等靜壓處理之后的致密度如表2所列。

表2 喉襯不同部位的致密度Table 2 Densities of different positions of nozzle

由表2可見(jiàn)，喉襯3部分的致密度差異較小，平均值為96.7%。分析表明，采用TA?1800噴涂機(jī)械手在真空環(huán)境下所制備的 W 喉襯各部位的組織均勻性較高。在熱等靜壓處理過(guò)程中，W喉襯致密度進(jìn)一步提高，同時(shí)仍可保持較高的組織均勻性，因而喉襯各部位的致密度是基本一致的。

2.2 鎢喉襯燒蝕性能

推進(jìn)劑燃燒時(shí)氣流依次經(jīng)過(guò)喉襯的收斂段、喉部和擴(kuò)散段。試車試驗(yàn)后鎢喉襯整體結(jié)構(gòu)完好，未出現(xiàn)炸裂和破碎現(xiàn)象，說(shuō)明等離子噴涂成形結(jié)合熱等靜壓技術(shù)制備的鎢喉襯在小型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)試車條件下仍具有良好的抗熱震性能和燒蝕性能。試驗(yàn)后試樣有燒蝕現(xiàn)象，燒蝕主要集中在喉部與收斂段，而擴(kuò)散段的燒蝕則較小。等離子噴涂成形鎢喉襯線燒蝕率僅為4 μm/s，證明這種鎢喉襯耐燒蝕性能良好。

2.3 燒蝕組織的SEM形貌分析

喉襯剖面示意如圖3所示。由圖3可見(jiàn)，喉襯內(nèi)腔沿著沖刷方向(箭頭所示方向)依次為收斂段、喉部和擴(kuò)散段。收斂段較開(kāi)闊且口徑逐漸縮小，喉部狹小而短促，擴(kuò)散段較長(zhǎng)且孔徑逐漸變大。形狀和位置的差異導(dǎo)致收斂段、喉部和擴(kuò)散段經(jīng)燒蝕后的顯微形貌存在顯著不同。

圖3 鎢喉襯剖面圖Fig.3 Cross-section drawing of tungsten nozzle

2.3.1 收斂段的SEM像

圖4所示為鎢喉襯收斂段經(jīng)燒蝕后的微觀組織形貌。圖4(a)和(b)為收斂段前端燒蝕形貌。由圖4(a)可見(jiàn)，收斂段前端燒蝕面較光滑，沖蝕坑較少，表面產(chǎn)生縱橫交錯(cuò)的微觀裂紋，還可觀察到零散分布的顆粒。圖4(b)中可清晰觀察到尺寸為1 μm左右的晶粒組織，且裂紋是沿著晶界產(chǎn)生和擴(kuò)展的。分析表明，推進(jìn)劑燃燒后的產(chǎn)物包括 CO、CO2、HCl和H2O等氣體和Al2O3顆粒，也即沖刷介質(zhì)為氣體和高硬度氧化鋁陶瓷的混合物。由于收斂段前端是沖刷的開(kāi)始部位，該處表面積大，沖刷力造成的壓強(qiáng)小，機(jī)械力導(dǎo)致的剝蝕和溝槽并不明顯。該處介質(zhì)溫度高，沖刷時(shí)喉襯內(nèi)壁以2000 ℃/s的速率從室溫升至2 657 ℃ 以上。研究表明[22]，W的強(qiáng)度隨著溫度上升而不斷降低，當(dāng)溫度達(dá)到1 000 ℃ 時(shí)，其強(qiáng)度會(huì)下降60%。由此可見(jiàn)，在試車條件(2 657 ℃ )下，W的強(qiáng)度下降，劇烈的溫升和沖刷作用使得W喉襯產(chǎn)生巨大的熱應(yīng)力和熱震，使喉襯收斂段內(nèi)表面形成微觀裂紋。

圖4(c)為收斂段后端(靠近喉部)經(jīng)燒蝕后的微觀組織。由圖 4(c)可見(jiàn)，該部位內(nèi)表面凹凸不平，在凹坑部位可觀察到大量細(xì)小的白色顆粒。圖4(d)所示為圖 4(c)中凹坑部位的放大照片，圖中可觀察到大量納米級(jí)的白色顆粒。能譜分析曲線(見(jiàn)圖 4(e))中可觀察到Al、O及W的峰，表明凹坑中的白色細(xì)小顆粒由Al2O3及少量的W或WO2組成。分析表明，收斂段后端尺寸變小，沖刷介質(zhì)速度增大，高溫燃?xì)獾母咚贈(zèng)_刷使得機(jī)械剝蝕作用增強(qiáng)，收斂段內(nèi)表面沖蝕坑增多。Al2O3的熔點(diǎn)僅為2 050 ℃[23]，在收斂段，燃?xì)鉁囟缺绕淙埸c(diǎn)高，因此，Al2O3以熔融狀態(tài)沖刷收斂段內(nèi)表面，冷卻過(guò)程中沉積于內(nèi)表面并結(jié)晶成細(xì)小晶粒組織，可起到阻礙進(jìn)一步燒蝕的作用。

2.3.2 喉部的形貌

圖5所示為喉部經(jīng)燒蝕后的顯微形貌。由圖5(a)可見(jiàn)，喉部燒蝕面非常粗糙，可觀察到較深的沖刷溝槽，這可從4個(gè)方面進(jìn)行解釋。首先，喉部尺寸狹小，沖刷介質(zhì)流速最快，動(dòng)能最大，對(duì)喉部的沖刷機(jī)械力最強(qiáng)，是導(dǎo)致喉部產(chǎn)生燒蝕的主要因素。其次，喉部為收斂段和擴(kuò)散段的過(guò)渡區(qū)域，結(jié)構(gòu)因素(尺寸及形狀變化)帶來(lái)應(yīng)力集中，容易產(chǎn)生剝蝕。此外，流經(jīng)喉部的介質(zhì)溫度較高，帶來(lái)的熱效應(yīng)能夠熔融軟化鎢喉襯，促進(jìn)了燒蝕。最后，二步熱等靜壓并未消除噴涂沉積層典型的層片結(jié)構(gòu)特征，層片結(jié)合部位仍為鎢喉襯的薄弱部位，高速高壓介質(zhì)的持續(xù)沖刷導(dǎo)致喉部?jī)?nèi)表面出現(xiàn)層片剝離現(xiàn)象。試車實(shí)驗(yàn)完畢后，喉部局部表面形成河流狀形貌(見(jiàn)圖 5(a))，這是由于介質(zhì)沖刷造成的。由圖5(b)可見(jiàn)，喉部經(jīng)燒蝕后，表面凹凸不平。圖 5(c)為圖 5(b)的局部放大照片。由圖 5(c)可見(jiàn)，在高速介質(zhì)的沖刷所用下，喉部?jī)?nèi)表面出現(xiàn)了較多沖蝕坑。此外，喉部?jī)?nèi)表面局部還可觀察到許多白色的片狀顆粒(見(jiàn)圖 5(d))，分析可能為鎢的氧化物。王玉金等[24]也報(bào)道了同樣的現(xiàn)象。分析表明，推進(jìn)劑燃燒后的產(chǎn)物分為氣相和凝聚相，氣相的主要成分是 CO、CO2、HCl和H2O等，凝聚相為Al2O3。純W材料在高溫燃?xì)獾淖饔孟氯菀装l(fā)生化學(xué)反應(yīng)，引起物相的變化[24?25]?？赡馨l(fā)生的主要化學(xué)反應(yīng)有

如果燃?xì)獾难趸詺夥蛰^強(qiáng)，WO2還可進(jìn)一步氧化生成WO3。此外，喉部并未觀察到白色的Al2O3顆粒，這是因?yàn)闆_刷介質(zhì)流經(jīng)喉部時(shí)速度最快，使得已沉積在內(nèi)表面的Al2O3顆粒被迅速帶走。

2.3.3 擴(kuò)散段的顯微形貌

圖5 鎢喉襯喉部經(jīng)燒蝕后的顯微形貌Fig.5 Ablation morphologies of throat of tungsten nozzle: (a) Fluvial groove morphology; (b) Accidental ablation surface;(c) Erosive concave in high magnification image; (d) White fine lamellar structure in high magnification image

圖6 鎢喉襯擴(kuò)散段經(jīng)燒蝕后的顯微形貌Fig.6 Ablation morphologies of dilation part of tungsten nozzle: (a) Panorama; (b) Groove and concave in local region; (c) Slippy spherical particle in local region; (d) High magnification image of white single fine particle

圖6 所示為喉襯擴(kuò)散段經(jīng)燒蝕后的顯微形貌。由圖 6(a)可見(jiàn)，擴(kuò)散段內(nèi)表面燒蝕坑較小，且分布著較多的白色顆粒，EDS分析表明該類顆粒為 Al2O3。這是由于擴(kuò)散段距離沖刷開(kāi)始端較遠(yuǎn)，喉襯內(nèi)壁的阻力導(dǎo)致沖刷介質(zhì)流速變慢，溫度也隨之降低，介質(zhì)攜帶的 Al2O3顆粒在此冷卻沉積，產(chǎn)生堆積，可起到阻礙燒蝕的作用。在沖刷介質(zhì)的作用下，擴(kuò)散段局部區(qū)域的 Al2O3顆粒被沖刷掉，形成溝槽和沖蝕坑(見(jiàn)圖6(b))。此外，喉襯擴(kuò)散段內(nèi)表面還可觀察到光滑的球狀顆粒(見(jiàn)圖6(c))。該現(xiàn)象與圖6(b)中所觀察到的球形顆粒是一致的。分析表明，沖刷介質(zhì)流經(jīng)擴(kuò)散段時(shí)速度及溫度均有所降低，擴(kuò)散段未造成明顯的燒蝕，局部仍保留了原始的形貌特征。由圖6(d)可見(jiàn)，整個(gè)白色Al2O3顆粒由大量更加細(xì)小的白色顆粒組成。

因此，對(duì)喉襯內(nèi)表面進(jìn)行綜合分析后發(fā)現(xiàn)，喉襯不同部位的燒蝕形貌明顯不同，喉部燒蝕最為嚴(yán)重，其次是收斂段，而擴(kuò)散段燒蝕程度最低，這些是由于沖刷介質(zhì)流經(jīng)喉襯各部位時(shí)的速度及溫度差異造成的。

2.4 燒蝕產(chǎn)物的XRD物相分析

圖7所示為燒蝕后喉襯試樣內(nèi)表面的XRD譜，圖中可觀察到WC和W2C的衍射峰。分析表明，二步熱等靜壓處理過(guò)程中 W 沉積層與石墨芯模劇烈反應(yīng)形成鎢的碳化物，且其C與W的摩爾比約為47∶53。在隨后的地面試車實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，喉襯內(nèi)壁附近的W也可能與沖刷介質(zhì)中CO和CO2等進(jìn)一步反應(yīng)生成鎢的碳化物。因此，結(jié)合XRD及EDS結(jié)論可斷定，WC和W2C是在二步熱等靜壓及試車實(shí)驗(yàn)過(guò)程中產(chǎn)生的。沖刷介質(zhì)中的 Al2O3顆粒經(jīng)高速撞擊后嵌入或沉積在喉襯內(nèi)壁，因此，XRD譜中可觀察到Al2O3衍射峰。而燃?xì)鉃槿跹趸詺夥眨u喉襯材料在高溫燃?xì)獾淖饔孟驴砂l(fā)生如反應(yīng)式(2)、(3)及(4)所示的化學(xué)反應(yīng)，形成WO2，這與之前的能譜分析結(jié)論是一致的。此外，圖7中還可觀察到一些未知物質(zhì)的衍射峰，這可能是沖刷介質(zhì)與喉襯或沖刷介質(zhì)本身的復(fù)雜化學(xué)反應(yīng)造成的，和文獻(xiàn)[24]的實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象相似。

圖7 燒蝕后喉襯內(nèi)表面的XRD譜Fig.7 XRD pattern of inner surface of ablation nozzle

2.5 燒蝕機(jī)理

喉襯在工作環(huán)境中的燒蝕是指氣動(dòng)環(huán)境與材料之間的復(fù)雜作用，一般情況下，其燒蝕可以分為機(jī)械剝蝕、熔化燒蝕和熱化學(xué)燒蝕[24]。機(jī)械剝蝕是指高溫燃?xì)饧捌渌鶖y帶的 Al2O3粒子高速?zèng)_刷試樣的內(nèi)表面時(shí)，由于機(jī)械力的作用而發(fā)生的一種物理破壞。顯然，機(jī)械剝蝕是鎢喉襯的主要燒蝕機(jī)理之一。雖然燃?xì)獾臏囟炔⑽闯^(guò)喉襯材料的熔點(diǎn)(鎢的熔點(diǎn)為3 410 ℃)，但由于燃?xì)庵兴鶖y帶的大量高速高能的 Al2O3粒子強(qiáng)烈地沖刷或撞擊試樣內(nèi)表面時(shí)，喉襯內(nèi)表面溫度迅速上升，達(dá)到或超過(guò)W的熔點(diǎn)，從而使喉襯材料發(fā)生熔化燒蝕。熔化后的組織被高速燃?xì)饬餮杆賻ё?，而出現(xiàn)河流狀組織。因此，熔化燒蝕為W喉襯的一種輔助燒蝕機(jī)制。此外，沖刷介質(zhì)的燃燒產(chǎn)物組分很多，其中H2O、CO2、HCl和Al2O3等被視為氧化性組分。當(dāng)推進(jìn)劑在燃燒室中燃燒后，熾熱的燃?xì)饬鬟^(guò)喉襯，在溫度低的喉襯表面形成附面層，主流中大量氧化性物質(zhì)(如H2O、CO2、HCl和Al2O3等)穿過(guò)附面層擴(kuò)散到喉襯內(nèi)表面，與W發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，引起喉襯的熱化學(xué)燒蝕。然而，反應(yīng)所生成的WO3是一層疏松多孔的膜，極易被燃?xì)馑鶖y帶的Al2O3顆粒沖刷掉。因此，XRD譜中未發(fā)現(xiàn)WO3的衍射峰。

喉襯依靠通道截面積的變化使燃?xì)馀蛎?，以達(dá)到將燃?xì)鉄崮苻D(zhuǎn)化為動(dòng)能的目的。因此，喉襯截面積的變化對(duì)燃?xì)饬鲃?dòng)性質(zhì)有很大的影響，任一截面上的密度與其截面積成反比，流速、燃?xì)鉂舛燃皽囟鹊扰c其截面積變化息息相關(guān)。喉襯工作環(huán)境的高溫復(fù)雜性和燒蝕過(guò)程狀態(tài)多變性，使W材料在喉襯工作環(huán)境中的燒蝕行為復(fù)雜多樣。由于喉襯先收斂后擴(kuò)散，因此燃?xì)鉁囟取⑺俣燃敖M分濃度在不同部位具有很大差異。此外，由于喉襯各部位的致密度差異極小，收斂段、喉部和擴(kuò)散段的形狀和位置是影響燒蝕形貌主要因素，而各部位材質(zhì)(如致密度等)對(duì)燒蝕形貌的影響幾乎可以忽略不計(jì)。

比較不同部位壁面燒蝕形貌可見(jiàn)，喉襯收斂段、喉部及擴(kuò)散段燒蝕形貌存在非常明顯的變化。收斂段較開(kāi)闊，又為沖刷開(kāi)始部位。固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)，收斂段燃?xì)鉁囟容^高，濃度較大，而速度相對(duì)較低，劇烈的溫升和沖刷作用使得收斂段產(chǎn)生巨大的熱應(yīng)力和熱震，導(dǎo)致其內(nèi)表面形成明顯的裂紋。與此同時(shí)，高速燃?xì)饬魍苿?dòng)熔融粒子撞擊收斂段內(nèi)表面，機(jī)械剝蝕導(dǎo)致壁面出現(xiàn)較多沖蝕坑。此外，收斂段 W 材料與燃?xì)庵醒趸晕镔|(zhì)反應(yīng)，發(fā)生熱化學(xué)燒蝕。喉部?jī)?nèi)徑狹小，其工作環(huán)境最惡劣。該處燃?xì)饬魉僮罡呖蛇_(dá)1 500 m/s，流動(dòng)情況復(fù)雜，熱流密度最大，溫度最高。因此，喉部的機(jī)械沖刷比收斂段更為嚴(yán)重，且燃?xì)饧捌渌鶖y帶粒子流速增大也導(dǎo)致喉部 W 材料產(chǎn)生熔化燒蝕。

此外，燃?xì)饬鳒囟壬哌€導(dǎo)致喉部熱化學(xué)燒蝕加劇。分析表明，喉部壁面所形成的較深河流狀溝槽及沖蝕坑是機(jī)械剝蝕、熔化燒蝕及熱化學(xué)燒蝕協(xié)同作用的結(jié)果。擴(kuò)散段為喉襯末端，由于沖刷介質(zhì)的溫度和速度在與喉襯內(nèi)壁的摩擦和傳熱過(guò)程中不斷耗損，導(dǎo)致擴(kuò)散段所受燃?xì)馐┘拥臋C(jī)械力和加熱熔融作用程度比前面兩個(gè)區(qū)域的都要低。因此，擴(kuò)散段機(jī)械剝蝕和熔化燒蝕程度均較低，而以熱化學(xué)燒蝕為主。此外，由于流經(jīng)擴(kuò)散段的沖刷介質(zhì)溫度及速度降低，使得介質(zhì)中所攜帶的 Al2O3等物質(zhì)冷卻沉積，從而可進(jìn)一步阻止其壁面的燒蝕。綜上所述，喉襯收斂段以機(jī)械剝蝕為主，熱化學(xué)燒蝕為輔；喉部由于3種燒蝕機(jī)理并存，其燒蝕最為嚴(yán)重；而擴(kuò)散段則發(fā)生熱化學(xué)燒蝕，其燒蝕程度最低。

3 結(jié)論

1) 等離子噴涂成形件為典型的定向凝固柱狀晶層片組織，致密度約為 85.6%。經(jīng)二步熱等靜壓處理后，喉襯樣件仍保持層片結(jié)構(gòu)特征，然而層片間微觀縫隙消失，且喉襯內(nèi)壁形成了鎢的碳化物，致密度增大至96.7%。

2) 用鎢喉襯試樣進(jìn)行了地面試車試驗(yàn)，其線燒蝕率僅為4 μm/s，試驗(yàn)證明這種鎢喉襯耐燒蝕性能良好。

3) W喉襯各部位燒蝕形貌存在明顯差別，收斂段以機(jī)械剝蝕為主，熱化學(xué)燒蝕為輔；喉部則機(jī)械剝蝕、熔化燒蝕及熱化學(xué)燒蝕等3種機(jī)理并存，其燒蝕最為嚴(yán)重；而擴(kuò)散段則發(fā)生熱化學(xué)燒蝕，其燒蝕程度最低。

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Ablation property of tungsten nozzle produced by plasma spray forming

XU Xuan1, WANG Yue-ming1, XIONG Xiang1, XIE Lu1, MIN Xiao-bing2
(1. State Key Laboratory of Powder Metallurgy, Central South University, Changsha 410083, China;2. Hunan Metallurgy Material Research Institute, Changsha 410014, China)

The tungsten nozzle with inner diameter of 8 mm, length of 30 mm and wall thickness of 16.5 mm was produced by plasma spray forming (PSF) and hot isostatic pressing (HIPing). The resistance of thermal shock and ablation property of tungsten throat was investigated by firing test on a small solid rocket motor (SRM). The results show that a lamellar structure consisting of vertical columnar grains is found in PSF deposits with relative density of 85.6%.After two-step HIPing, the relative density of deposits remaining lamellar structure increases to 96.7%. After firing testing, the specimen has entire form and no breaks, which indicates that tungsten nozzle has good resistance to thermal shock and ablation. The line ablation rate of throat is only 4 μm/s. From results of scanning electron microscopy (SEM)and X-ray diffractometer (XRD), the ablation of throat is the most serious for combinative results of mechanical denudation, melt ablation and thermochemistry ablation. The second serious ablation is convergence part, the ablation behaviors of which are mechanical denudation and melt ablation. While the ablation content of dilation part is the slightest for only thermochemistry ablation taking place.

plasma spray forming; tungsten nozzle; hot isostatic pressing; ablation

TG146

A

1004-0609(2011)06-1435-09

國(guó)防基礎(chǔ)科研項(xiàng)目(B3720061191)；湖南省科技計(jì)劃重點(diǎn)項(xiàng)目(S2007F122)；湖南省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(10JJ5056)

2010-11-18；

2011-03-25

熊 翔，教授，博士；電話：0731-88836079；E-mail: xiong228@sina.com

(編輯 李艷紅)