熱防護材料燒蝕性能測試方法研究①

靳 亮，王 德，王耀輝，王海波，胡林俊，張 勇

(內蒙合成化工研究所，呼和浩特 010010)

0 引言

高超聲速導彈在大氣層中飛行時，氣動加熱極為嚴重，配備燒蝕性能良好的外防熱系統(tǒng)是保證導彈安全、順利完成目標任務的關鍵因素之一。飛行試驗前，較真實地模擬防熱系統(tǒng)的工作環(huán)境，根據地面試驗結果預測防熱系統(tǒng)的飛行適應性，從而篩選出性能優(yōu)越的熱防護材料是高超聲速導彈武器設計的重要方法。熱防護材料燒蝕性能測試方法主要有三類：(1)石英燈輻射加熱法[1-3]。石英燈輻射加熱器熱慣性小、電控性能優(yōu)良、發(fā)熱功率大、體積小、可組成不同尺寸和形狀的加熱裝置，具有較好的適應能力，可模擬防熱層表面的熱流密度、加熱時間、總加熱量，但難以模擬氣體總溫、氣流的當地馬赫數及突起物局部干擾效應，且石英燈的加熱溫度受限于石英燈加熱管外表面石英玻璃的軟化溫度(1600 ℃)。(2)氧-乙炔燒蝕法[4]。可快速進行材料燒蝕性能的測試，但燃氣成分、溫度、氣流速度等均難以控制，測試結果平行性差，數據分散較大，有時出現質量燒蝕率高而線燒蝕率低及負燒蝕現象。(3)風洞燒蝕法[5-6]?？奢^真實地模擬實際飛行中的熱流密度、氣體總溫、馬赫數、剪力、壓力等參數，氣體的成分、流動狀態(tài)也比較接近真實情況。

目前，國內外普遍將風洞燒蝕試驗作為導彈設計定型前考核防熱結構在近真實飛行環(huán)境下抗燒蝕能力的最終手段。然而，風洞運行成本高、測試周期長，不宜開展大量材料篩選實驗和防熱結構特性研究，因此開發(fā)快速低成本的熱防護材料燒蝕性能測試方法一直是國內外防熱設計領域研究的熱點。

本文將靜態(tài)高溫爐燒蝕法和等離子熱流燒蝕法有效結合，設計出一種操作簡便、運行和維護成本低、熱流條件易于調整、可控性好的熱防護材料燒蝕性能測試方法。該方法可針對性地批量進行材料的高溫燒蝕性能測試，為風洞考核前材料配方和防熱層結構篩選提供依據，降低導彈研制費用，縮短研制周期。

1 燒蝕性能測試方法

1.1 靜態(tài)高溫爐燒蝕法

根據高超聲速導彈服役環(huán)境高熱流、長時間的工作特點，其防熱結構一般采用以消耗自身物質來積極換取防熱效果的燒蝕型防熱技術[7]。在強熱流沖刷作用下，防熱材料通過熱解、熔化、升華及與環(huán)境氣流的熱化學反應消耗自身物質帶走熱量，使熱量不能迅速地從表面?zhèn)鞯絻炔?，以保證下表面導彈殼體維持一定的結構強度。

燒蝕型防熱材料的抗熱流沖刷能力很大程度上取決于材料熱解后形成炭層的強度，常規(guī)的燒蝕方法難以獲取完整的炭層和材料炭化前后的有效信息。本文利用高溫箱式爐(圖1)設計了靜態(tài)高溫爐燒蝕法，制備炭化層并進行分析。

圖1 高溫箱式爐Fig.1 High temperature box furnace

具體實驗方案：

方案一：將高溫箱式爐溫度分別設定在500、650、800 ℃，通氬氣保護，模擬材料熱解、熔化、蒸發(fā)過程，制備炭層；

方案二：將高溫箱式爐溫度設定在800 ℃，通空氣，模擬材料表面在大氣層中的氧化消耗過程，制備炭層。

實驗時，先將高溫箱式爐加熱到設定溫度，再放入試樣，同時通實驗氣氛，60 min后，關閉加熱，繼續(xù)通實驗氣氛，直至樣品冷卻。箱式爐內腔大、爐體密閉性稍差，Ar氣氛中混入了少量氧氣，因此材料也會發(fā)生輕微的氧化消耗反應，但其對實驗對比分析影響不大，可忽略不計。

1.2 等離子熱流燒蝕法

燒蝕型防熱材料在高熱流沖刷下，不斷被燒蝕、剝蝕、消耗，始終處于動態(tài)工作過程。而靜態(tài)高溫爐燒蝕法難以獲取動態(tài)燒蝕條件下防熱材料的燒蝕率、燒蝕形貌、背溫等表征其抗燒蝕能力的有效信息。本文針對此設計出一種以等離子體為熱源的燒蝕性能測試裝置，如圖2所示。通過電離一定流量的氬氣產生高溫等離子體，經由拉瓦爾噴嘴噴射進入大氣環(huán)境中形成焰流，對材料進行燒蝕沖刷。該裝置可提供3000 ℃以上的高溫焰流，焰流不同位置的冷壁熱流密度采用水卡量熱計進行標定，試樣燒蝕面背部接入背溫測試系統(tǒng)對燒蝕過程中的試樣背溫進行實時測量，燒蝕時間和燒蝕角度可任意調節(jié)，并可自動精確控制。在工況參數為QAr=3000 L/h，弧電流I=300～600 A，沖刷角度θ=90°的條件下標定了焰流不同位置的熱流密度，圖3給出了標定結果。由圖3可見，焰流熱流密度隨弧電流的增加而增加，隨距火焰根部的距離增加而減小，因此可通過調節(jié)弧電流和燒蝕距離來控制焰流的熱流密度。

(a)工作原理圖 (b)實物圖圖2 等離子燒蝕實驗裝置Fig.2 Plasma ablation experimental equipment

圖3 不同電流強度下等離子焰流不同位置的熱流密度Fig.3 Heat flux density of different positions from flameroot at different intensity of electric current

2 實驗

燒蝕性能測試采用自行研制的織物增強酚醛樹脂基抗沖刷外防熱材料。按照設計配方將樹脂基體與各填料組分混合均勻，對織物進行預浸漬。預浸布晾干后鋪層，采用模壓成型，成型壓力5 MPa，硫化溫度160 ℃，固化時間2.5 h，制備1.1和1.2測試所需試件。依據QJ 917A—97測試試樣20 ℃下的密度，依據Q/Gl 4-01A—2008測試試樣(80±5)℃下的熱導率。靜態(tài)燒蝕下試樣的殘?zhí)柯蕿樵嚇訜g后與燒蝕前質量之比。用邵氏硬度計測量冷卻后炭層的硬度，宏觀表征靜態(tài)燒蝕下炭層的強度。依據燒蝕時間內試樣燒蝕前后的質量及厚度變化計算質量燒蝕率和線燒蝕率。

3 結果與討論

3.1 靜態(tài)高溫爐測試

燒蝕型防熱材料按燒蝕機理可分為熔化型、升華型和炭化型[8]。熔化型利用材料在高溫下熔化吸收熱量，并形成高粘度的熔融液態(tài)層來阻塞熱流，其代表性材料有石英和玻璃類材料。升華型利用材料在高溫下升華和氣化吸熱，代表材料有聚四氟乙烯、石墨類材料。炭化型利用高分子材料在高溫下熱解、炭化吸熱形成炭化層來輻射散熱和阻塞熱流，其典型材料有芳綸、酚醛和聚酰亞胺類材料。

酚醛樹脂本身屬于典型的炭化型燒蝕材料，本文研制的酚醛樹脂基耐燒蝕、抗熱流沖刷外防熱材料是在此基礎上，按照上述三種防熱機理，依次加入空心玻璃微球SiQ和SiO2含量為99%的CGF兩種熔化型材料，殘?zhí)苛扛叩姆尤渲勰㏕H-390和石墨粉兩種增加炭層的材料，BN、DG兩種陶瓷粉末，制成6種配方。其中每種配方中都加入一定量SiQ，以進一步降低材料的密度和熱導率。表1給出了6種配方試樣密度、熱導率和靜態(tài)燒蝕后的殘?zhí)柯屎吞繉佑捕龋瑘D4比較了6種防熱材料靜態(tài)燒蝕后的殘?zhí)柯屎吞繉佑捕?，圖5給出了靜態(tài)燒蝕后試樣的表面形貌。

表1 6種防熱材料的靜態(tài)燒蝕性能

由表1可知，800 ℃靜態(tài)燒蝕后兩種升華型配方的殘?zhí)柯瘦^高，且在空氣氣氛中燒蝕后的殘?zhí)柯首罡撸憩F出了最佳的高溫性能和抗氧化能力。幾種溫度靜態(tài)燒蝕后兩種升華型配方的炭層硬度均最高，表明引入陶瓷粉的配方炭層強度最高。由圖5可見，升華型配方在800 ℃高溫下的炭化層較為平整、致密，且800 ℃空氣氣氛下升華型配方的炭化層保存最為完整，進一步說明引入陶瓷粉有利于提高炭化層強度和抗氧化能力。兩種升華型配方中，加入DG的材料與僅含SiQ的基礎配方相比，密度和熱導率只有些許增加，但靜態(tài)燒蝕下的炭層平整、致密、殘?zhí)柯屎陀捕雀撸瑢τ谔岣叻罒岵牧系奶炕瘜訌姸群涂寡趸芰ψ顬橛行?，預計該配方具有最佳的燒蝕性能。

3.2 等離子熱流燒蝕測試

材料性能最終要通過平均熱流150 kW/m2，最大熱流不低于600 kW/m2，總加熱時間不低于400 s，總加熱量63 020 kJ/m2的外防熱結構風洞考核。在考核之前，首先利用等離子燒蝕實驗裝置模擬風洞平均熱流和總加熱量，選取高于風洞平均熱流(150 kW/m2)的200 kW/m2，總加熱時間360 s，總加熱量72 000 kJ/m2(高于風洞試驗總加熱量)的熱流條件，對表1中6種配方的燒蝕性能進行測試，燒蝕過程中利用熱電偶測試試樣背溫。表2給出了燒蝕背溫數據，圖6比較了幾種材料的熱導率和等離子燒蝕背溫數據，圖7給出了6種外防熱材料在該條件下的燒蝕形貌。

(a)殘?zhí)柯?/p>

(b)硬度圖4 6種防熱材料靜態(tài)燒蝕后的殘?zhí)柯屎吞繉佑捕菷ig.4 Char yield and char hardness of six kinds of thermalprotection materials after static ablation

(a)熔化型

(b)升華型

(c)炭化型圖5 6種防熱材料靜態(tài)燒蝕后的宏觀形貌Fig.5 Macro morphologies of six kinds of thermalprotection materials after static ablation

試樣編號類型配方特點背溫/℃初始360s012345熔化型炭化型升華型SiQ2083．8CGF20114．7BN2066．8Si3N42073．8石墨粉2074．5TH?39020160．1

圖6 幾種防熱材料的熱導率和200 kW/m2下等離子熱流燒蝕360 s后的背溫Fig.6 Thermal conductivity and back temperature of sixkinds of thermal protection materials after plasmaablation with heat flux density of 200 kW/m2and ablation time of 360 s

由表2和圖6背溫數據可知，燒蝕360 s后兩種升華型材料的背溫最低，其中3號試樣燒蝕360 s后的質量燒蝕率低至0.001 5 g/s，表明通過加入陶瓷粉，不僅提高了殘?zhí)柯?、增加了炭層強度，而且提高了其抗熱流沖刷性能和隔熱性能，與靜態(tài)高溫爐燒蝕結果一致。熱導率較低的試樣燒蝕背溫卻不是最低，表明背溫不僅與防熱材料的熱導率有關，還取決于其抗熱流沖刷能力，兩者耦合作用，抗熱流沖刷能力差，炭層保持時間短，厚度減小后會加快熱量傳遞，反之炭層則會減慢傳熱速度。由圖7可見熔化型和炭化型配方燒蝕最為嚴重，樹脂基體及填料消耗較多裸露出網格織物，而升華型配方燒蝕表面較為平整、致密，表明等離子燒蝕與靜態(tài)燒蝕結果一致。

(a)熔化型

(b)升華型

(c)炭化型圖7 6種防熱材料200 kW/m2、360 s下等離子熱流燒蝕后的宏觀形貌Fig.7 Macro morphologies of six kinds of thermal protectionmaterials after plasma ablation with heat flux densityof 200 kW/m2 and ablation time of 360 s

試樣編號類型配方特點質量燒蝕率/(g/s)23升華型BN0．052DG0．044

為進一步篩選出性能最佳的材料，采用熱流密度高于風洞試驗最高熱流的700 kW/m2，燒蝕時間120 s，總加熱量為84 000 kJ/m2(高于風洞試驗總加熱量)的等離子熱流條件模擬風洞總熱流對兩種升華型外防熱材料進一步燒蝕，表3列出了燒蝕率結果，圖8為試樣燒蝕后的宏觀形貌。由圖8可見，加入DG的3號試樣表面燒蝕后形成了致密的陶瓷層，質量燒蝕率低至0.044 g/s，顯示出了優(yōu)異的燒蝕性能，可用于風洞試驗考核。

圖8 兩種升華型防熱材料料700 kW/m2、120 s下等離子燒蝕后的宏觀形貌Fig.8 Macro morphologies of two kinds of sublimatingtype thermal protection materials after plasmaablation with heat flux density of 700 kW/m2and ablation time of 120 s

3.3 風洞試驗考核

風洞考核試驗在壓力-真空式超聲速電弧風洞中進行，該風洞采用超聲速平板自由射流試驗技術，主要由電弧加熱器、混合穩(wěn)壓室、噴管、試驗段、整流罩、擴壓段、冷卻器、真空系統(tǒng)等部分組成。主要模擬參數包括恢復焓、表面冷壁熱流密度、表面壓力等。

3號升華型配方試樣順利通過了最高熱流不低于600 kW/m2，總加熱時間不低于400 s，總加熱量60 360 kJ/m2的風洞試驗考核，試件整體結構完整，能夠保持良好的氣動外形，如圖9所示。背溫結果顯示，試驗后后復合防熱層背溫達到196 ℃，符合鋼殼體背溫不高于250 ℃的要求。風洞試驗結果表明，利用靜態(tài)燒蝕結合等離子熱流燒蝕篩選出的配方，能滿足性能要求。

圖9 風洞試驗考核后試件表面和橫截面形貌Fig.9 Morphologies of surface and cross section ofsamples after wind tunnel test

4 結論

(1)針對風洞試驗運行成本高、測試周期長等現狀，結合高溫箱式爐靜態(tài)燒蝕和等離子熱流燒蝕設計出一種簡便易行的熱防護材料燒蝕性能測試方法，靜態(tài)燒蝕模擬制備炭化層，等離子熱流燒蝕模擬防熱材料的氣流沖蝕環(huán)境。

(2)高溫箱式爐靜態(tài)燒蝕可有效避免其他燒蝕手段對試樣的沖刷，模擬制備出較完整的炭化層，通過表征其硬度和殘?zhí)柯蕘砗Y選配方。通過靜態(tài)燒蝕篩選出引入DG的升華型配方炭層強度最高，高溫性能和抗氧化能力最佳。

(3)等離子熱流燒蝕可較為真實地模擬防熱材料實際氣動加熱下的沖蝕服役環(huán)境，獲得動態(tài)燒蝕條件下外防熱材料的燒蝕率、燒蝕形貌、背溫等表征其燒蝕性能的有效信息。等離子燒蝕結果表明引入DG的升華型配方背溫和質量燒蝕率均較低，燒蝕表面平整致密，與靜態(tài)燒蝕結果一致。

(4)高溫箱式爐靜態(tài)燒蝕和等離子燒蝕在配方篩選上規(guī)律一致，利用這種方法篩選出的引入DG的升華型配方順利通過了相應條件的風洞試驗考核，二者結合可有效考核熱防護材料的燒蝕性能。

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