噴管熱環(huán)境對碳基材料喉襯燒蝕率的影響

蘇君明, 周紹建, 薛寧娟, 肖 春, 孫建濤, 李瑞珍, 崔 紅

(1. 西安航天復(fù)合材料研究所, 陜西 西安 710025；2. 西安超碼科技有限公司, 陜西 西安 710025)

1 前言

炭/炭(C/C)復(fù)合材料傳承了石墨材料質(zhì)量輕、耐高溫、良好的高溫力學(xué)性能，耐燒蝕、抗粒子沖蝕等本色，又發(fā)揮了纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的性能可設(shè)計性、優(yōu)異的力學(xué)性能及損傷容限高，抗熱沖擊性好等優(yōu)勢，兼顧了熱結(jié)構(gòu)與功能材料的雙重特色。C/C復(fù)合材料是現(xiàn)役戰(zhàn)略導(dǎo)彈固體火箭發(fā)動機(jī)(簡稱SRM)和航天運載火箭SRM喉襯的首選材料，也是高性能戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈SRM喉襯的通用材料[1-3]。

喉襯是SRM中工作條件最嚴(yán)酷的部件，控制燃?xì)饬髁亢腿紵覊簭?qiáng)，維持推進(jìn)劑正常燃燒，實現(xiàn)發(fā)動機(jī)的內(nèi)彈道參數(shù)。為此，喉襯內(nèi)徑尺寸的擴(kuò)大和型面不規(guī)整性將影響燃燒室壓強(qiáng)和噴管效率，其材料一直是噴管材料的核心技術(shù)，也是SRM配套的關(guān)鍵技術(shù)之一[4]。

燒蝕率是喉襯材料熱結(jié)構(gòu)設(shè)計的重要依據(jù)，也是喉襯材料諸功能因素考核中僅次于抗熱震性能占第二位的重要指標(biāo)。喉襯的燒蝕率是一個非常復(fù)雜的過程，包括推進(jìn)劑燃?xì)馓匦院腿紵覊簭?qiáng)等熱環(huán)境因素，以及材料本體特性等多因素交互作用的綜合結(jié)果。而二相流燒蝕機(jī)制又包含了熱化學(xué)燒蝕、機(jī)械剝蝕和粒子沖蝕等因素的交互作用。鑒于喉襯燒蝕率的重要性和復(fù)雜性，國內(nèi)外學(xué)者對C/C復(fù)合材料本體特性與燒蝕率的關(guān)系研究和SRM喉襯燒蝕率實驗方法的實用性研究文獻(xiàn)較多[5-8]，而噴管熱環(huán)境對碳基材料喉襯燒蝕率的影響未見系統(tǒng)明晰的闡述。本文對幾種SRM喉襯燒蝕率數(shù)據(jù)及其相應(yīng)的熱環(huán)境進(jìn)行對比分析，揭示了噴管熱環(huán)境對碳基材料喉襯燒蝕率影響的規(guī)律性趨勢，并評價了目前工程應(yīng)用碳基材料喉襯的抗燒蝕能力，為新型SRM喉襯材料拓寬了選材范圍，并提供了喉襯燒蝕率預(yù)估值的技術(shù)支撐。

2 實驗

2.1 喉襯材料

表1列出了中國工程應(yīng)用的5種類型C/C復(fù)合材料和2種類型石墨材料喉襯的密度和開孔率數(shù)據(jù)，為了對比分析，也列出其他國家工程應(yīng)用的3種類型C/C復(fù)合材料和2種石墨材料喉襯相應(yīng)數(shù)據(jù)，其各種材料的力學(xué)、熱學(xué)性能參見文獻(xiàn)[9-11]。

表 1 工程應(yīng)用碳基材料喉襯的密度及開孔率

2.2 發(fā)動機(jī)點火試驗

采用HTPB與高能推進(jìn)劑兩種裝藥的多種規(guī)格SRM，對工程應(yīng)用的5種C/C復(fù)合材料和2種石墨喉襯進(jìn)行了地面點火試驗，測試喉襯喉部的平均燒蝕率，其SRM燃燒室平均壓強(qiáng)為3.0～16.5 MPa范圍內(nèi)，工作時間為1.4～100 s范圍內(nèi)。

3 結(jié)果與討論

3.1 推進(jìn)劑燃?xì)庋趸越M分濃度對燒蝕率的影響

推進(jìn)劑是SRM能量的源頭，也是SRM最核心的關(guān)鍵技術(shù)，其燃?xì)馓匦缘难趸越M分濃度是影響碳基材料喉襯燒蝕率的第二要素。采用HTPB和高能推進(jìn)劑兩種裝藥，其特性見表2。在燃燒室平均壓強(qiáng)和工作時間相同的工況下，考察了推進(jìn)劑類型對軸編4D C/C、穿刺3D C/C喉襯燒蝕率的影響見表3。

表 2 不同推進(jìn)劑中鋁粉含量和燃?xì)庋趸越M分?jǐn)?shù)據(jù)

表 3 推進(jìn)劑類型對碳基材料喉襯燒蝕率的影響

由表3可知，在SRM相同工況下，HTPB比高能推進(jìn)劑的軸編4D C/C喉襯燒蝕率增大了51.6%；而穿刺3D C/C喉襯燒蝕率增大了65.1%。表明在相同工況下的SRM中，推進(jìn)劑類型對碳基材料喉襯燒蝕率有重要影響，其燒蝕苛刻程度排序為HTPB>高能推進(jìn)劑。

在噴管高溫高壓高速二相流中，碳基材料喉襯的燒蝕機(jī)制主要是熱化學(xué)燒蝕、機(jī)械剝蝕和粒子沖蝕等因素交互作用的綜合結(jié)果。

由表2可知，HTPB與高能推進(jìn)劑的鋁粉含量相同，在燃燒室平均壓強(qiáng)和工作時間相同的工況下，即機(jī)械剝蝕和粒子沖蝕兩個因素完全一致，而唯一的差異是熱化學(xué)燒蝕不同。碳基材料喉襯熱化學(xué)燒蝕主要是高溫下碳質(zhì)與燃?xì)猱a(chǎn)物中的H2O、CO2和·OH等氧化性組分發(fā)生多相反應(yīng)，生成CO和H2，導(dǎo)致喉襯的熱損耗。因此，噴管熱環(huán)境中，喉襯壁面附近形成了濃度梯度，其中H2O、CO2和·OH擴(kuò)散到喉襯表面，CO和H2離開喉襯表面。當(dāng)喉襯表面溫度超過2 500 K時，燒蝕率主要取決于氧化性組分的擴(kuò)散速率[12-13]。在燃?xì)猱a(chǎn)物中H2O是最具破壞性的氧化性組分，其次是CO2和·OH，其濃度比H2O約低一個數(shù)量級，但在高溫下都具有熱力學(xué)優(yōu)先性[14]。表2試驗中，兩種推進(jìn)劑的CO2濃度基本相同，·OH濃度雖有差異，但濃度太低，唯一大的差異就是燃?xì)庋趸M分中的H2O濃度，HTPB比高能推進(jìn)劑高1.26倍，這是導(dǎo)致兩種推進(jìn)劑影響燒蝕率差異達(dá)51.6%～65.1%的主導(dǎo)因素和主要貢獻(xiàn)者。

另據(jù)Klager研究表明[14]，在含鋁推進(jìn)劑的SRM中，石墨喉襯的燒蝕率主要與燃?xì)庋趸越M分H2O、CO2、·OH的熱化學(xué)燒蝕相關(guān)聯(lián)，而與推進(jìn)劑燃燒溫度關(guān)聯(lián)不明顯。本研究在不同類型推進(jìn)劑的燒蝕苛刻程度排序中，燃溫稍低(≤3 600 K)的HTPB>燃溫較高(3 700～3 900 K)的高能推進(jìn)劑也得到了驗證。

3.2 燃燒室壓強(qiáng)對燒蝕率的影響

燃燒室平均壓強(qiáng)是影響SRM性能的重要參數(shù)，也是SRM總體設(shè)計的主要參數(shù)，對碳基材料喉襯燒蝕率有很大影響，是噴管熱環(huán)境中影響燒蝕率的第一要素。

統(tǒng)計了HTPB推進(jìn)劑，燃燒室平均壓強(qiáng)從3～14.5 MPa范圍的不同SRM整體氈C/C喉襯的燒蝕率數(shù)據(jù)(圖1)；為對比分析在圖2列出其他國家HTPB推進(jìn)劑，燃燒室平均壓強(qiáng)為7.6～12.4 MPa的SRM碳基材料喉襯燒蝕率數(shù)據(jù)[15]。

圖 1 燃燒室壓強(qiáng)對整體氈C/C燒蝕率的影響

圖 2 其他國家壓強(qiáng)對碳基材料燒蝕率的影響

從圖1可看出，當(dāng)燃燒室平均壓強(qiáng)為3.6 MPa時，整體氈C/C喉襯的燒蝕率僅為0.056 mm/s，當(dāng)燃燒室平均壓強(qiáng)升高到6.8 MPa時，整體氈C/C喉襯的燒蝕率達(dá)到0.183 mm/s，即壓強(qiáng)增加0.9倍，燒蝕率增大2.3倍；當(dāng)燃燒室平均壓強(qiáng)升高到11.1 MPa時，整體氈C/C喉襯的燒蝕率達(dá)到0.275 mm/s，即壓強(qiáng)增加2倍，燒蝕率增加3.9倍；當(dāng)燃燒室平均壓強(qiáng)升高到14.5 MPa時，整體氈C/C喉襯的燒蝕率達(dá)到0.471 mm/s，即壓強(qiáng)增加3倍，燒蝕率增大7.4倍。圖2的其他國家燃燒室平均壓強(qiáng)對碳基材料喉襯燒蝕率的影響也存在相似趨勢。

綜上所述，燃燒室平均壓強(qiáng)增加1倍，整體氈C/C喉襯的燒蝕率可增大1.8～2.6倍。表明燃燒室平均壓強(qiáng)對碳基材料喉襯燒蝕率有很大影響，隨著燃燒室平均壓強(qiáng)的增加，燒蝕率呈線性增大。

其緣于二方面，一是燃?xì)庋趸越M分通過邊界層到達(dá)喉襯表面的質(zhì)量傳遞速度與氣相密度成正比，即與壓強(qiáng)成正比。較高的壓強(qiáng)導(dǎo)致較高的雷諾數(shù)，由于對流熱傳遞速率和質(zhì)量傳遞速率與密度成正比，為此碳基材料喉襯的熱化學(xué)燒蝕率成倍增大。二是高壓強(qiáng)下高速高溫二相流密度增加，對碳基材料喉襯的機(jī)械剝蝕和粒子沖蝕急劇增大，這種熱化學(xué)燒蝕，機(jī)械剝蝕和粒子沖蝕交互作用的綜合結(jié)果，導(dǎo)致碳基材料喉襯燒蝕率成倍增大。

燃燒室平均壓強(qiáng)的變化，對碳基材料喉襯燒蝕率的影響另一個體現(xiàn)，是推進(jìn)劑初始燃燒溫度。HTPB推進(jìn)劑初始燃燒溫度對碳基材料喉襯燒蝕率的影響見表4。由表4可知，HTPB推進(jìn)劑初始燃燒溫度不同，導(dǎo)致了推進(jìn)劑燃速的差異，引起燃燒室平均壓強(qiáng)的差異，所以碳基材料喉襯的燒蝕率出現(xiàn)差異。燃燒室壓強(qiáng)增加6.8%～27.4%，碳基材料喉襯燒蝕率增大了13.5%～52.9%，即壓強(qiáng)增強(qiáng)1倍，喉襯燒蝕率增大1.8～2.0倍，這也再次驗證了燃燒室平均壓強(qiáng)對碳基材料喉襯燒蝕率有很大影響。

表 4 初始燃燒溫度對碳基材料喉襯燒蝕率的影響

3.3 發(fā)動機(jī)工作時間對燒蝕率的影響

通常情況下，中小型SRM點火后在0.2 s時，燃燒室壓強(qiáng)就會達(dá)到平衡值，其喉襯表面溫度在1s時就會達(dá)到2 000～2 500 K。采用HTPB裝藥的SRM工作時間1.4～75.9 s范圍內(nèi)，整體氈C/C材料喉襯的燒蝕率見表5。

表 5 發(fā)動機(jī)工作時間對整體氈C/C喉襯燒蝕率的影響

由表5可知，中小型SRM整體氈C/C喉襯內(nèi)表面雖然在點火1 s時，溫度就達(dá)到了2 500 K左右，但1.4 s時喉部還未發(fā)生燒蝕，到2.0 s時喉部開始微量燒蝕，到4.4 s時喉部燒蝕率增大，到13.7 s 時其喉部燒蝕率達(dá)到了正常水準(zhǔn)。并且在SRM燃燒室平均壓強(qiáng)相似時，中型SRM 34.7 s時喉部的燒蝕率與大型SRM 75.9 s時喉部的燒蝕率基本相當(dāng)。表明在SRM平均壓強(qiáng)穩(wěn)定狀態(tài)下，其整體氈C/C喉襯的熱化學(xué)燒蝕、機(jī)械剝蝕和粒子沖蝕等因素達(dá)到平衡狀態(tài)，為此，喉襯的燒蝕率是穩(wěn)定的，與工作時間關(guān)聯(lián)不明顯。

3.4 碳基材料喉襯燒蝕功能評價

SRM噴管熱環(huán)境中喉襯的收斂部位、喉徑部位、擴(kuò)張部位是有差異的，其碳基材料喉襯各部位的燒蝕率和收斂部位的沖刷形貌如圖3-圖5所示。

從圖3可看出，碳基材料喉襯收斂部位，尤其是潛入式噴管的上端面燒蝕最嚴(yán)重，是喉襯中燒蝕率最大的部位；喉徑部位次之，大型C/C喉襯在工作過程中，燒蝕喉徑部位往往下移5～20 mm；喉襯擴(kuò)張部位燒蝕率最小，僅為喉徑部位的20%～30%。從圖4可看出，在C/C復(fù)合材料喉襯中炭纖維會燒蝕成錐狀，并有折斷狀態(tài)；而熱解炭包殼較耐燒蝕，殘留呈殼狀；樹脂碳基體則優(yōu)先燒蝕。從圖5可看出，喉襯收斂部位沖刷最嚴(yán)重，有時會出現(xiàn)沖刷溝槽，凹坑等缺陷，而喉徑部位，擴(kuò)張部位的型面規(guī)整度就好得多。喉襯收斂部位不規(guī)整度的排序為T705石墨>整體氈C/C>針刺炭纖維C/C>多維編織C/C。

圖3 碳基材料喉襯燒蝕態(tài)勢

圖4 針刺C/C喉襯燒蝕面SEM形貌

圖5 碳基材料喉襯沖刷形貌Fig. 5 C/C throat lining erosion morphology: (a)Integral felt C/C nozzle throat,(b)axial woven 4D C/C nozzle throat.

綜上所述，由于噴管熱環(huán)境中喉襯收斂部位首先承受高溫高壓高速二相流的沖蝕，上端面甚至駐點沖蝕，熱環(huán)境狀態(tài)最為惡劣，湍流邊界層中氧化性組分濃度最高，熱化學(xué)燒蝕、機(jī)械剝蝕和粒子沖蝕狀態(tài)最苛刻。因此燒蝕率最大，并導(dǎo)致纖維含量低的整體氈C/C喉襯在收斂部位出現(xiàn)沖刷溝槽、凹坑等缺陷；喉襯的喉徑部位燃?xì)赓|(zhì)量流量最大、傳熱強(qiáng)度最高。但以熱化學(xué)燒蝕和機(jī)械剝蝕為主導(dǎo)的苛刻程度已較收斂部位遞減，且燃?xì)獾耐牧鬟吔鐚右苍诤棉D(zhuǎn)，故燒蝕率較收斂段小。喉襯擴(kuò)張部位壓力降低，熱化學(xué)燒蝕和機(jī)械剝蝕狀態(tài)的苛刻程度大幅度遞減，因此其燒蝕率大幅度降低。

工程應(yīng)用的5種C/C復(fù)合材料和2種石墨喉襯在不同SRM點火試驗的燒蝕率見表6。從表6各組相同工況的對比數(shù)據(jù)可知，碳基材料喉襯中燒蝕率最低的是熱解石墨，僅為T705石墨及整體氈C/C喉襯燒蝕率的1/4左右，其抗燒蝕性能屬于第一檔次。其次是整體氈C/C、針刺炭纖維C/C、軸編4D C/C、繞紗(穿刺)3D C/C及T705石墨喉襯的燒蝕率基本處于同一水平，其抗燒蝕性能同屬于第二檔次。而徑編4D C/C喉襯燒蝕率偏高，其抗燒蝕性能屬于第三檔次。

表 6 碳基材料喉襯燒蝕率

噴管熱環(huán)境中高溫高壓高速二相流燃?xì)饬鹘?jīng)喉襯喉部時的主導(dǎo)因素是熱化學(xué)燒蝕和機(jī)械剝蝕協(xié)同作用的綜合結(jié)果，在7種工程應(yīng)用碳基材料各自性能指標(biāo)體系優(yōu)化到位后，體現(xiàn)于抗燒蝕能力的主要是密度和開孔率。由表1可知，熱解石墨喉襯平面方向的碳晶體定向排列，密度最高，開孔率最低，因而其抗熱化學(xué)燒蝕能力最強(qiáng)，是碳基材料喉襯中燒蝕率最低的。整體氈C/C、針刺炭纖維C/C及繞紗(穿刺)3D C/C喉襯，雖然整體密度遠(yuǎn)低于瀝青碳基體的軸編4D C/C喉襯，但因熱解炭/樹脂炭的雙元碳基體，其開孔率也與軸編的4D C/C喉襯相近，為此喉襯的燒蝕率也相當(dāng)。由于各種C/C復(fù)合材料中炭纖維體積含量和排布方向的差異，導(dǎo)致其抗機(jī)械剝蝕和粒子沖蝕能力的差異，增強(qiáng)纖維含量低的整體氈C/C和T705石墨喉襯會出現(xiàn)沖刷溝槽、凹坑缺陷。軸編4D C/C、繞紗(穿刺)3D C/C、針刺炭纖維C/C喉襯，是抗燒蝕能力適中、力學(xué)性能優(yōu)異的C/C復(fù)合材料喉襯。徑編4D C/C喉襯，鑒于預(yù)制體存在平行于燃?xì)饬鞯沫h(huán)向纖維，在SRM工作過程呈整層剝落的先天缺陷，喉襯燒蝕率偏高，是碳基材料喉襯中抗燒蝕能力較差的。但因纖維含量高，其整體性最好，在大型SRM喉襯中仍有應(yīng)用。

3.5 與其他國家同類型碳基材料喉襯燒蝕率的對比

中國碳基材料喉襯燒蝕率與其他國家同類型碳基材料喉襯燒蝕率的對比見表7。從表7兩種推進(jìn)劑各組相近似壓強(qiáng)工況下的對比數(shù)據(jù)可知，中國碳基材料喉襯燒蝕率較低，這是噴管熱結(jié)構(gòu)設(shè)計與材料匹配優(yōu)化應(yīng)用的結(jié)果，與其他國家同類材料喉襯燒蝕率基本相當(dāng)或略優(yōu)。并在材料方面有三點改進(jìn)：一是碳基材料喉襯的各種物理、力學(xué)、熱學(xué)性能指標(biāo)體系全面完整，優(yōu)化到位，涵蓋了影響燒蝕率的材料本體特性的所有要素，達(dá)到了較好的綜合效果。二是對整體氈C/C、針刺炭纖維C/C、繞紗(穿刺)3D C/C的基體炭體系改進(jìn)，以熱解炭與樹脂炭雙元基體替代傳統(tǒng)的單元熱解碳基體。由于熱解炭在增強(qiáng)炭纖維周圍形成的包鞘結(jié)構(gòu)，有效的保護(hù)纖維；而在熱解炭包鞘結(jié)構(gòu)之間的孔隙中引入氣密性好的樹脂碳基體，既發(fā)揮了熱解炭包鞘結(jié)構(gòu)保護(hù)纖維的優(yōu)勢，又克服了熱解炭材料內(nèi)部孔隙率高的缺陷。鑒于整體材料開孔率的降低，由單元熱解炭的10%～12%下降到雙元碳基體的1.5%～6.5%內(nèi)，因而對以熱化學(xué)燒蝕為主體的燒蝕機(jī)理起到了抗燒蝕的優(yōu)異效果[18-20]。三是在瀝青碳基體材料中，提高了喉襯的整體密度，由其他國家C/C復(fù)合材料喉襯的1.88～1.92 g/cm3，提高到1.95～2.03 g/cm3。而碳基材料喉襯的密度又與燒蝕率成反比關(guān)系，為此取得良好的綜合效果。

表 7 與其他國家碳基材料喉襯燒蝕率對比[16,17]

4 結(jié)論

噴管熱環(huán)境的高溫高壓高速二相流燃?xì)鈱μ蓟w材料喉襯燒蝕率有較大影響，其燒蝕率機(jī)制是熱化學(xué)燒蝕、機(jī)械剝蝕和粒子沖蝕交互作用的綜合結(jié)果。其中，燃燒室平均壓強(qiáng)是影響燒蝕率的第一要素，其燃燒室壓強(qiáng)增加一倍，喉部燒蝕率可增加1.8～2.6倍。而推進(jìn)劑燃?xì)馓匦约把趸越M分濃度是影響燒蝕率的第二要素，鑒于HTPB最具破壞性的氧化組分H2O是高能推進(jìn)劑的1.26倍，因此燒蝕率比高能推進(jìn)劑增大51.6%～65.1%。

碳基材料喉襯燒蝕率最低的是熱解石墨，屬于第一檔次；其次是整體氈C/C、針刺炭纖維C/C、軸編4D C/C、繞紗(穿刺)3D C/C及T705石墨喉襯等的燒蝕率處于同一水平，屬于第二檔次；徑編4D C/C喉襯燒蝕率偏高，屬于第三檔次。

中國優(yōu)質(zhì)碳基材料喉襯由于采取指標(biāo)體系全面完整，以熱解炭/樹脂炭雙元基體替代傳統(tǒng)的單元熱解炭及提高瀝青碳基體喉襯密度等三項舉措，其喉襯的燒蝕率與其他國家同類型材料燒蝕率基本相當(dāng)或略優(yōu)。