C/C組合喉襯燒蝕試驗(yàn)方法及微觀形貌對(duì)比①

王 磊，何國(guó)強(qiáng)，李 江，彭麗娜

(西北工業(yè)大學(xué)燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場(chǎng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

C/C組合喉襯燒蝕試驗(yàn)方法及微觀形貌對(duì)比①

王 磊，何國(guó)強(qiáng)，李 江，彭麗娜

(西北工業(yè)大學(xué)燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場(chǎng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

發(fā)展了一種C/C組合喉襯的燒蝕試驗(yàn)方法，采用該方法對(duì)C/C原始材料和經(jīng)過(guò)熱化學(xué)燒蝕后的C /C材料進(jìn)行含鋁工況試驗(yàn)，對(duì)比研究粒子對(duì)C/C材料表面微觀形貌的侵蝕作用。試驗(yàn)表明，該方法能準(zhǔn)確反映材料的實(shí)際燒蝕性能，確保對(duì)比材料燒蝕性能是在同工況下進(jìn)行，也適用于各類不同喉襯材料的燒蝕性能對(duì)比。研究認(rèn)為，熱化學(xué)燒蝕起主導(dǎo)作用，有無(wú)粒子侵蝕對(duì)C/C材料燒蝕率的影響不大;粒子侵蝕對(duì)收斂段區(qū)域微觀形貌影響最為嚴(yán)重，1號(hào)試件纖維單絲最尖銳，3號(hào)無(wú)錐尖形貌，2號(hào)呈圓臺(tái)形貌，喉部區(qū)域無(wú)鋁工況的纖維單絲比含鋁工況尖銳;組合喉襯2號(hào)和3號(hào)因材料表面粗糙度的不同，造成微觀形貌和燒蝕率差異，說(shuō)明經(jīng)燒蝕后的C/C材料再次燒蝕，其性能大幅下降，材料表面粗糙度越大，燒蝕率越大。

試驗(yàn)方法;微觀形貌;C/C組合喉襯;固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)

0 引言

C/C復(fù)合材料是一種優(yōu)良的燒蝕熱結(jié)構(gòu)材料，目前已作為固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴管喉襯的首選材料［1］。由于使用在固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴管的熱環(huán)境中，其燒蝕是一個(gè)受眾多因素及其交互影響的復(fù)雜過(guò)程，燒蝕性能與噴管的氣動(dòng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、燒蝕氣氛(包括推進(jìn)劑類型及組分);纖維特性、預(yù)制件結(jié)構(gòu);材料密度、孔隙;基體炭的種類、石墨化度、雜質(zhì)等因素相關(guān)［2］。由于C/C材料的制備和加工過(guò)程復(fù)雜，不同批次之間的制品，其燒蝕性能會(huì)有所差異，甚至相差較大。

鑒于喉襯燒蝕問(wèn)題的重要性和復(fù)雜性，國(guó)內(nèi)外對(duì)噴管燒蝕進(jìn)行了大量研究［3-5］，重視燒蝕環(huán)境的模擬和燒蝕機(jī)理的認(rèn)識(shí)。其中，某些研究已涉及到噴管材料的微觀結(jié)構(gòu)形貌分析，所以獲得不同燒蝕狀態(tài)的微觀形貌，在燒蝕機(jī)理研究以及材料的抗燒蝕性能分析方面顯得尤為重要。

評(píng)價(jià)材料耐燒蝕性能的常用試驗(yàn)方法主要有氧乙炔焰噴吹、酒精/氧氣燃?xì)獍l(fā)生器、等離子體噴吹、電弧風(fēng)洞、試片在透明窗發(fā)動(dòng)機(jī)中進(jìn)行模擬試驗(yàn)測(cè)量等。這些試驗(yàn)方法與發(fā)動(dòng)機(jī)的真實(shí)工況相差甚遠(yuǎn)，也達(dá)不到真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的高溫高壓狀態(tài)。本文采用地面試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行喉襯燒蝕試驗(yàn)，使用與實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)相同的固體推進(jìn)劑，并模擬其工作過(guò)程，保證喉襯的工作環(huán)境與實(shí)際基本相同。為進(jìn)一步得到粒子對(duì)C/C材料微觀形貌的侵蝕作用，發(fā)展了組合喉襯的試驗(yàn)方法，此試驗(yàn)方法可用于各類喉襯材料的燒蝕性能對(duì)比。

1 燒蝕試驗(yàn)方法

喉襯材料通常要進(jìn)行燒蝕試驗(yàn)來(lái)獲得與燒蝕性能相關(guān)的參數(shù)，但由于固體發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)影響因素較多，很難保證2發(fā)試驗(yàn)之間的壓強(qiáng)、流量和燒蝕時(shí)間完全一致，普通的燒蝕試驗(yàn)在對(duì)比喉襯材料的燒蝕性能時(shí)，試驗(yàn)工況有差異。采用組合喉襯的燒蝕試驗(yàn)方法，可確保不同材料的燒蝕性能對(duì)比是在同工況下進(jìn)行。

燒蝕試驗(yàn)中可用無(wú)鋁推進(jìn)劑開(kāi)展純熱化學(xué)燒蝕，但在含鋁復(fù)合推進(jìn)劑工況下，噴管不但承受熱化學(xué)燒蝕、氣流剝蝕，還有粒子侵蝕。因此，研究粒子侵蝕就無(wú)法去除熱化學(xué)燒蝕的影響，這也是研究粒子侵蝕的難點(diǎn)。為研究粒子侵蝕對(duì)C/C材料形貌的影響，本文采用組合喉襯的試驗(yàn)方法:利用無(wú)鋁推進(jìn)劑燒蝕試驗(yàn)后的整體喉襯，對(duì)其切割一半用于熱化學(xué)燒蝕電鏡觀察，另一半和未燒蝕的半個(gè)試件裝配成組合喉襯開(kāi)展含鋁燒蝕。通過(guò)對(duì)無(wú)鋁試驗(yàn)半個(gè)喉襯的電鏡觀察，可得到熱化學(xué)燒蝕的形貌，再進(jìn)行含鋁組合喉襯燒蝕，可得到粒子對(duì)C/C原始材料和經(jīng)歷熱化學(xué)燒蝕后的C/C材料的作用形貌。喉襯材料為多向編織結(jié)構(gòu)C/C復(fù)合材料，密度1.93～1.94 g/cm3。預(yù)制體編織結(jié)構(gòu)為z向采用樹(shù)脂固化的纖維束炭棒，在xy平面為0°、120°和240°方向都存在連續(xù)纖維，喉襯直段為10 mm，收斂段收斂角為90°，擴(kuò)張角24°。

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)、臺(tái)架、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、點(diǎn)火控制系統(tǒng)和監(jiān)控系統(tǒng)等組成，如圖1所示。試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)徑為200 mm(圖2)，內(nèi)壁加裝10 mm厚的高硅氧酚醛絕熱層。本文完善了喉襯材料在燒蝕發(fā)動(dòng)機(jī)中的裝配方式，設(shè)計(jì)如圖3所示。整體喉襯和組合喉襯均采用圓柱形結(jié)構(gòu)。噴管法蘭內(nèi)設(shè)計(jì)石墨襯套，減小燃?xì)庀虮诿娴膫鳠?，?cè)壁采用密封圈密封，不僅起到密封的作用，還可防止噴管自身重力脫落，加強(qiáng)固定。組合喉襯由2個(gè)半圓柱喉襯拼合而成(2號(hào)和3號(hào))，各自側(cè)壁面都有密封圈槽，用密封圈把2個(gè)喉襯組合固定，其裝配方式和整體喉襯一致，但此方法對(duì)材料的加工精度較高。根據(jù)以上設(shè)計(jì)試驗(yàn)，整體喉襯試驗(yàn)后，得到1號(hào)試件為熱化學(xué)燒蝕形貌，為無(wú)鋁工況;組合噴管為2號(hào)和3號(hào)試件含粒子侵蝕的燒蝕，2號(hào)試驗(yàn)前為原始材料，3號(hào)試驗(yàn)前為已熱化學(xué)燒蝕過(guò)的材料(切割1號(hào)未電鏡的半個(gè)喉襯)。試驗(yàn)燒蝕狀態(tài)如表1所示。

圖1 燒蝕實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of ablation experiment

圖2 φ200 mm燒蝕發(fā)動(dòng)機(jī)Fig.2 φ200 mm ablative engine

圖3 噴管法蘭示意圖Fig.3 Schematic diagram of nozzle flange

組合喉襯計(jì)算喉徑采用等效面積法，喉徑面積為2個(gè)試件各自半圓面積之和。為保證燒蝕環(huán)境的一致，本文利用課題定制的復(fù)合推進(jìn)劑:無(wú)鋁復(fù)合推進(jìn)劑絕熱燃燒溫度為3 104 K，含鋁量1%(為達(dá)到燃溫和流量的接近，配方中添加極少量粒子，本文忽略其粒子侵蝕作用);含鋁復(fù)合推進(jìn)劑絕熱燃燒溫度為3 313 K，含鋁17%。

表1 試件燒蝕狀態(tài)Table 1 Specimen ablation condition

2 結(jié)果和討論

2.1 材料燒蝕率分析

圖4為無(wú)鋁燒蝕試驗(yàn)前后喉襯照片。從拍攝的照片及喉徑測(cè)量結(jié)果來(lái)看，喉部形狀變化較大，由圓形變?yōu)轭愃贫噙呅蔚男螤?，并且邊線基本和xy平面纖維束的編織方向一致;整個(gè)燒蝕表面呈灰色，喉部表面粗糙度較大，軸棒有一定程度的燒蝕，但未發(fā)生整根剝落的現(xiàn)象。圖5為含鋁燒蝕組合喉襯橫向照片，左邊2號(hào)試件，右邊3號(hào)試件(氣流流動(dòng)方向?yàn)榭v向);圖6為組合噴管試件縱切面照片，左邊2號(hào)試件，右邊3號(hào)試件。

圖4 無(wú)鋁燒蝕整體喉襯照片F(xiàn)ig.4 Photo of integrated throat insert without particle erosion

圖5 含鋁燒蝕組合喉襯照片F(xiàn)ig.5 Photo of assembling throat insert with particle erosion

圖6 含鋁燒蝕組合噴管試件照片F(xiàn)ig.6 Photo of assembling nozzle specimen with particle erosion

從表2可看出，無(wú)鋁工況平均壓力為9.7 MPa，流量 0.438 kg/s;含鋁工況平均壓力為 7.96 MPa，流量0.409 kg/s。2次試驗(yàn)流量接近，由于1號(hào)試件燒蝕后喉徑變大，再和3號(hào)試件組合成喉襯時(shí)，喉部面積相對(duì)于無(wú)鋁工況增大，造成平均壓強(qiáng)的下降。1號(hào)試件和2號(hào)試件燒蝕率接近，單從試驗(yàn)數(shù)據(jù)得出在燒蝕過(guò)程中，可能是熱化學(xué)燒蝕起主導(dǎo)作用，粒子侵蝕對(duì)C/C材料燒蝕率的影響不大。3號(hào)試件經(jīng)歷2次燒蝕試驗(yàn)(先熱化學(xué)燒蝕，后再熱化學(xué)燒蝕和機(jī)械燒蝕)后，燒蝕率最大，經(jīng)過(guò)無(wú)鋁燒蝕后，燒蝕率為0.066 mm/s，大部分纖維都燒尖，橫向應(yīng)力下降，抗粒子侵蝕能力減弱，纖維單絲頭部更易斷裂;燒蝕后，材料表面粗糙度也增大，造成壁面對(duì)流換熱系數(shù)增加［6］，在此基礎(chǔ)上又進(jìn)行含鋁燒蝕，其熱化學(xué)燒蝕相對(duì)于無(wú)鋁工況更加劇烈，故燒蝕率增大為0.091 mm/s。同一工況含鋁燒蝕的2號(hào)和3號(hào)試件燒蝕率不同，2種材料在含鋁燒蝕前表面粗糙度不同，也是造成燒蝕率不一致的原因。粗糙度增大，導(dǎo)致燒蝕率增大。這說(shuō)明材料表面粗糙度是影響燒蝕的關(guān)鍵因素。

表2 試驗(yàn)工況Table 2 The experiment result

2.2 微觀形貌對(duì)比分析

僅從宏觀形貌上分析噴管燒蝕，并不能更深層次地探究燒蝕機(jī)理，需從微觀層面上更精確地分析。本文在研究中區(qū)分收斂段、喉部和擴(kuò)張段。由于微觀燒蝕形貌中的纖維單絲在燒蝕后呈現(xiàn)出較為規(guī)律的形貌，基體區(qū)域較大，燒蝕形貌規(guī)律不明顯，本文僅對(duì)纖維單絲形貌進(jìn)行對(duì)比分析。圖7為燒蝕前C/C材料原始微觀形貌，基體與纖維無(wú)明顯的間隙，相互之間相對(duì)致密，單絲基本呈圓柱狀，纖維和基體之間排列緊密。頭部表面的斷裂形貌為機(jī)械加工所致。機(jī)械加工后的C/C復(fù)合材料雖然表面平滑，但原有的纖維束間孔隙、基體裂紋以及加工造成的表面缺陷都成為氧化性組分?jǐn)U散的通道，這些部位優(yōu)先發(fā)生燒蝕［7］。

3種燒蝕后的材料表面都有沉積現(xiàn)象(見(jiàn)圖8)，通過(guò)能譜分析發(fā)現(xiàn)為炭沉積(如表3所示)，在喉部區(qū)域最嚴(yán)重，收斂段和擴(kuò)張段其次。發(fā)現(xiàn)1號(hào)試件(無(wú)鋁試驗(yàn))的炭沉積比2號(hào)試件(一次無(wú)鋁試驗(yàn))和3號(hào)試件(先無(wú)鋁后含鋁試驗(yàn))的都嚴(yán)重，只有部分區(qū)域未被覆蓋，可觀測(cè)到燒蝕表面。初步認(rèn)為，此球狀表面層不是由材料本身物理或化學(xué)變化產(chǎn)生的，也不是一次形成的，而是在發(fā)動(dòng)機(jī)工作拖尾段中，層層附著在材料表面上的(圖7)。發(fā)動(dòng)機(jī)工作的燃?xì)饪赡転檫€原性氣氛，還含有可熱解的烷烴類分子，炭元素就是由還原性燃?xì)庵械臒N類和烷類在溫度和流速下降的條件下分解形成的。這些熱解的烷烴類分子主要來(lái)自于推進(jìn)劑的包覆層和絕熱層等。發(fā)動(dòng)機(jī)工作拖尾段氣流速度過(guò)慢，氣流溫度低于炭的升華溫度。所以，部分未升華的熱解炭元素附著在喉襯材料的表面(如圖9所示)。表3為JED-2200電鏡的能譜分析數(shù)據(jù)，由表3可看出，主要成分為炭元素。

圖7 燒蝕前喉襯電鏡照片(×2 000)Fig.7 Electron micrograph of throat before ablation(×2 000)

圖8 1～3號(hào)試件收斂段、喉部、擴(kuò)張段電鏡照片F(xiàn)ig.8 Electron micrograph of of No.1，No.2 and No.3 convergent section，the throat and the expansion section

圖9 炭沉積電鏡照片F(xiàn)ig.9 SEM photographs of carbon deposition

觀察分析1號(hào)試件燒蝕后的電鏡照片發(fā)現(xiàn)，收斂段有球狀炭沉積，沉積層下的纖維單絲有筍尖狀的微觀形貌，喉部和擴(kuò)張段的纖維單絲也已燒尖，基體退移明顯，單絲與單絲之間已無(wú)基體存在，其形貌是典型的熱化學(xué)燒蝕后的形貌［9］(圖8(a))。位于纖維束和基體之間的界面首先被燒蝕掉，而基體的燒蝕速率大于纖維燒蝕速率，于是基體退移速度比纖維快，隨著燒蝕的進(jìn)行，纖維邊緣的縫隙逐漸加深，纖維本身也逐漸凸現(xiàn)，最終出現(xiàn)露頭現(xiàn)象。由于C/C復(fù)合材料基體的密度小于纖維的密度，基體燒蝕退移率大于纖維退移率，隨著熱化學(xué)燒蝕的進(jìn)行，結(jié)構(gòu)表面的纖維突起將越來(lái)越大，表面粗糙度也越來(lái)越大，又由于氧化組分的擴(kuò)散造成濃度梯度，纖維頂端的氧化程度大于底部，這樣形成了具有夾角的纖維微觀燒蝕形貌。

觀察分析2號(hào)試件的電鏡照片(圖8(b))，發(fā)現(xiàn)收斂段有氧化鋁沉積層。熔融的Al2O3粒子在撞擊到收斂段的瞬間，使材料的表面溫度迅速升高，影響材料的熱化學(xué)燒蝕，且熔融的Al2O3粒子在收斂段壁面形成液膜，冷卻過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生表面沉積。圖10所示為含鋁復(fù)合推進(jìn)劑工況在收斂段形成較為致密的氧化鋁沉積層，不僅阻礙了氧化性組分進(jìn)入到C/C喉襯的表面，而且阻隔了粒子侵蝕和氣流剝蝕［8］，造成了收斂段纖維單絲未燒尖的微觀形貌(圖8(b))。2號(hào)試件喉部出現(xiàn)了基體退移纖維露出的微觀形貌，單絲并未燒蝕尖銳，擴(kuò)張段大部分區(qū)域燒蝕形貌不明顯，基體未向下退移。

圖10 含鋁試驗(yàn)的粒子沉積層Fig.10 Particle deposition layer in particle erosion

觀察分析3號(hào)試件的電鏡照片(圖8(c))，發(fā)現(xiàn)收斂段單絲呈現(xiàn)圓柱狀，頭部未出現(xiàn)尖角，喉部和擴(kuò)張段的單絲呈現(xiàn)出筍尖狀，部分單絲頭部被沉積層包覆。

通過(guò)對(duì)比研究發(fā)現(xiàn)，在收斂段1號(hào)試件纖維單絲呈現(xiàn)筍尖狀形貌，單絲頭部最尖銳，2號(hào)試件纖維單絲燒尖不明顯，3號(hào)試件纖維單絲有燒蝕形貌，但頭部無(wú)尖頭;在喉部及擴(kuò)張段區(qū)域，1號(hào)試件的纖維單絲最為鋒利，3號(hào)其次，2號(hào)單絲燒尖不明顯。

3 結(jié)論

(1)發(fā)展了一種組合喉襯的燒蝕試驗(yàn)方法，確保對(duì)比材料燒蝕性能在同工況下進(jìn)行;此試驗(yàn)方法可用于各類喉襯材料的燒蝕性能對(duì)比。

(2)從試驗(yàn)數(shù)據(jù)和微觀形貌分析認(rèn)為，在喉部區(qū)域熱化學(xué)燒蝕起主導(dǎo)作用，有無(wú)粒子侵蝕對(duì)C/C材料燒蝕率的影響不大。

(3)粒子侵蝕對(duì)收斂段區(qū)域微觀形貌的影響最為嚴(yán)重，1號(hào)試件纖維單絲最尖銳，3號(hào)無(wú)錐尖形貌，2號(hào)呈圓臺(tái)形貌;喉部區(qū)域無(wú)鋁工況的纖維單絲比含鋁工況尖銳。

(4)組合喉襯2號(hào)和3號(hào)因材料表面粗糙度的不同，造成微觀形貌和燒蝕率差異，說(shuō)明經(jīng)燒蝕后的C/C材料再次燒蝕，其性能大幅下降，材料表面粗糙度越大，燒蝕率也越大。

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Ablation test method of C/C combination throat insert and comparative of micro-morphology

WANG Lei，HE Guo-qiang，LI Jiang，PENG Li-na
(Science and Technology on Combustion，Internal Flow and Thermal-Structure Laboratory，Northwestern Polytechnical University，Xi＇an 710072，China)

An ablation test method of the C/C combination throat insert was proposed.Particle erosion tests were performed on the C/C raw materials and C/C materials through thermo-chemical ablation by using this method to study the erosion of particles on the surface micro-morphology of the C/C material.The method can accurately reflect the actual ablation performance.Materials ablation properties were compared in the same conditions，meanwhile，this method can also be applied to ablation performance comparison of throat insert materials in various types.Studies show that the thermo-chemical ablation plays a leading role;particle erosions have little effect on C/C material ablation rate，but have great effect on micro-morphology of the convergent section area;fiber monofilaments in No.1 specimen are most sharp-pointed，which in No.3 are not conical，and in No.2 are cylindrical，fiber monofilaments in Al-free condition are sharper than that in aluminum condition in the throat area;No.2 and No.3 combination throat inserts have different micro-morphologies and erosion rates due to different material surface roughness，which shows that ablation performance of ablated C/C materials drops greatly，and the greater material surface roughness is，the greater ablation rate will be.

test method;microscopic morphology;C/C composite material assembled throat-insert;solid rocket motor

V435+.14

A

1006-2793(2012)02-0253-05

2011-10-12;

2011-11-21。

王磊(1982—)，男，博士，研究方向?yàn)榛鸺l(fā)動(dòng)機(jī)噴管燒蝕。E-mail:w167041890@163.com

(編輯:薛永利)