氫氧發(fā)動機大尺寸薄壁C/C-SiC復合材料噴管設計與研究

王曉麗，謝 恒，王坤杰，姚冬梅

（1. 北京航天動力研究所，北京，100076；2. 西安航天動力研究所，西安，710025）

0 引 言

增大噴管面積比是提高液體火箭上面級發(fā)動機比沖的有效途徑，而面積比的增加必定會增加噴管的結構質量。C/C-SiC復合材料具有密度小、比強度和比模量高、耐高溫的特點，可實現(xiàn)減重、散熱和結構等多功能的一體化，是大尺寸噴管材料的最佳選擇之一；另外，采用延伸結構既可以節(jié)省安裝空間，又能達到增大噴管面積比的目的。美國普·惠公司研制的氫氧發(fā)動機RL10B-2的可延伸噴管[1～3]以及歐空局Vinci發(fā)動機的可延伸噴管均是采用了大尺寸可延伸碳陶復合材料噴管技術[4，5]。目前，該技術已成為國外液體動力系統(tǒng)的標志之一。

中國在C/C-SiC復合材料噴管研究領域起步較晚，基礎薄弱，主要應用于固體發(fā)動機、軌姿控發(fā)動機以及超燃沖壓發(fā)動機上，但對大尺寸薄壁噴管延伸段報道較少[6，7]。大尺寸薄壁C/C-SiC復合材料噴管的研制既要滿足碳陶材質在富水蒸汽的燃氣中長時間抗氧化要求，又要滿足壁厚盡量薄、內外型面變形盡量少的要求。在液氧煤油（或酒精）的燃氣環(huán)境下進行的C/C-SiC復合材料噴管的熱試車研究中，成功通過噴管直徑一般未超過800 mm的熱試車考核；但對面積比為80∶1的C/C噴管（出口直徑1060 mm）進行振動試驗時未能通過考核，說明中國的大尺寸薄壁C/C噴管制造技術與國外相比實力相差較大[8]。近年來通過對大尺寸薄壁C/C復合材料噴管進行的大量研究，取得顯著成果。

1 大尺寸薄壁C/C-SiC復合材料噴管研究

1.1 總體方案

C/C-SiC復合材料噴管的原理樣機采用“金屬噴管A段+C/C-SiC噴管B段+C/C噴管C段的多段拼接”的帶延伸機構的總體方案，通過延伸機構實現(xiàn)在非工作段時處于折疊收縮狀態(tài)，可減小縱向長度，而在工作時能提前打開延伸噴管，達到增大發(fā)動機面積比的目的，如圖1所示。

圖1 可延伸C/C復合材料噴管示意Fig.1 Key Figures of A Carbon-Carbon Extendable Nozzle Extension

由圖1可知，整個噴管延伸段由A、B、C 3段組成。

A段：固定段，面積比為7～30，高溫合金螺旋管束噴管，使用液氫進行排放冷卻，排放的氫氣作為 B段C/C-SiC復合材料噴管的氣膜冷卻；

B段：固定段，面積比為30～80，是C/C-SiC復合材料噴管段；

C段：可延伸段，面積比為80～200，是C/C噴管段。

其各段的結構尺寸如表1所示。

表1 可延伸C/C-SiC復合材料噴管延伸段結構尺寸Tab.1 Overall Dimensions of A C/C-SiC Extendable Nozzle Extension

由表1可知，該噴管出口直徑為1677 mm，目前中國的高空模擬試車臺均不具備試車條件，因此本文重點介紹噴管A段及噴管B段的相關研究工作，僅對噴管C段的設計與生產進行介紹。

1.2 設計與材料體系

1.2.1 噴管A段

噴管A段的入口面積比為7∶1，該處的燃氣溫度較高，對 C/C-SiC復合材料噴管的考核比較苛刻，為了保證噴管延伸段的工作可靠性，采用了螺旋式管束噴管方案。噴管A段的管束焊接組件由某發(fā)動機的產品根據(jù)面積比進行截短而得到。為了確保噴管A段在裝配噴管B段和C段之后的結構可靠性，在噴管A段的入口和出口處，設計加強肋片。在噴管A段出口處，設計了與B段對接的法蘭結構以及排放噴管A段冷卻氫并為噴管B段入口段提供氣膜冷卻的氣膜冷卻集合器。

1.2.2 噴管B段

噴管B段和C段在外型面設計中，主要考慮的是在保證結構強度的前提下盡量減輕結構質量，降低加工難度；噴管B段工作熱環(huán)境相比噴管C段更加惡劣，所以材料選取C/C-SiC，其密度為1.8～1.9 g/cm3。

噴管B段的末端還要安裝連接噴管C段的閉鎖裝置，因此，噴管B段末端需要設計鎖片安裝結構。

1.2.3 噴管C段

噴管C段的直徑較大，壁厚較薄，為了增加結構強度，在外型面上設計了2組4道加強環(huán)。噴管C段入口面積比為80，該位置燃氣溫度較低，C/C復合材料+抗氧化涂層應滿足抗氧化需求，其密度一般為1.5～1.6 g/cm3。

1.3 閉鎖裝置

固定段B段和可延伸段C段的連接與鎖緊方案采用“滾珠絲桿+彈性鎖片”方案，原理如圖2所示。

圖2 閉鎖裝置原理示意Fig.2 Latching System Principle

由圖2可知，C段延伸展開后與噴管B段之間鎖緊后存在連接縫隙，該縫隙在發(fā)動機工作狀態(tài)下因為噴管B段和C段的溫度和材料差異引起的不同的膨脹系數(shù)使該縫隙接近0，實現(xiàn)間隙式密封。鎖片既要求在噴管C段放置到位時容易產生撓度，又要在受到噴管C段產生的推力時不失穩(wěn)，因此鎖片的彎曲模量需要有一個嚴格的設計范圍。

1.4 噴管A段與噴管B段的連接

噴管A段與噴管B段的連接采用帶密封槽的法蘭連接，密封槽內同樣安裝膨脹石墨密封圈，通過螺栓的擰緊力矩保證其連接密封性。螺栓方向與噴管母線方向平行，該結構既可減小噴管B段的法蘭尺寸，又方便碳纖維鋪層和增加結構強度，如圖3所示。

圖3 與噴管A的連接示意Fig.3 Interface with A Cone

2 薄壁C/C復合材料噴管制造工藝

2.1 噴管B段

通過分析噴管B段的使用環(huán)境，可確定致密化方案和基體類型。由于構件尺寸大、壁厚小，因此材料應具有高的力學性能和整體強度；由于燃氣為富水蒸汽燃氣，在高溫條件下對 C/C-SiC復合材料有氧化作用，因此要求復合材料具有可靠的抗氧化性能。根據(jù)構件的使用環(huán)境，采用碳基體增強、SiC抗氧化基體的復合致密化方案，協(xié)調彎曲強度、拉伸強度、剪切強度及燒蝕抗氧化性能，滿足使用要求，致密化路線如圖4所示。

圖4 噴管B段致密化路線示意Fig.4 Manufacturing Flowchart of B Cone

噴管B段預制體制備時采用編織/針刺預制體成型技術。該方案實現(xiàn)了網胎針刺結構和整體編織結構的優(yōu)勢互補，即碳纖維連續(xù)交織軸向、環(huán)向增強和網胎原位鉤刺短纖維法向增強，使得C/C延伸段軸向、環(huán)向、徑向的強度性能均衡化，進而促進其整體強度性能和抗燃氣燒蝕性能均衡提高。此外，該織物結構可設計性強，可根據(jù)不同的使用要求（強度、抗氧化和隔熱等要求）設計“編織＋針刺”預制體的編織層、編織層之間的連接方式和針刺層的厚度、不同纖維含量。制備的產品如圖5所示。

圖5 B段制備中間產品示間Fig5 B Cone Mid-products

2.2 噴管C段

噴管C段的出口直徑為1677 mm，高為1386 mm，預制體采用 3K碳纖維編織±45°碳纖維帶/網胎纏刺成型，此方案可實現(xiàn)預制體的全自動化針刺成型，提高針刺效率，減少纖維損傷，制備出結構均勻、質量高的預制體，可實現(xiàn)更寬的性能設計，對型面變形的敏感性小，材料的利用率高。制備的產品如圖6所示。

圖6 噴管C段制備中間產品示意Fig.6 C Cone Mid-products

2.3 薄壁C/C復合材料噴管制造技術

噴管B段、C段屬大尺寸薄壁回轉體，其制造技術需從制造工藝穩(wěn)定性和型面控制等方面開展研究。

2.3.1 制造工藝穩(wěn)定性

在預制體精細結構精確控制基礎上，通過研究 C基體、SiC基體含量與大型構件材料性能的關聯(lián)性，確定C基體、SiC基體含量的可調幅度，提高基體致密工藝的偏差許可度；通過C基體、SiC基體高織構機理基礎研究，結合高效致密工藝的工藝參數(shù)穩(wěn)定性研究，可提高構件材料的整體性能穩(wěn)定性。

2.3.2 型面控制技術

型面的精確控制是大尺寸薄壁C/C構件的性能穩(wěn)定性和質量控制的關鍵工藝過程，其中包括成型工藝過程中的防變形技術及精密加工技術等，主要從以下方面來保證：

a）預制體成型仿形制備；

b）工藝過程芯模定位；

c）內外型面以及法蘭的精密加工：1）刀具材料選擇；2）切削用量優(yōu)化；3）型面機加工工裝。

通過上述3個方面的研究，確保了大尺寸薄壁C/C復合材料噴管的型面精度可以得到金屬噴管的加工精度。

2.4 鎖片、螺栓、螺母

根據(jù)對鎖片彎曲模量的要求，對碳纖維無緯布（碳布）/網胎復合針刺成型方案和碳布鋪層模壓成型方案進行預制體方案優(yōu)化篩選。對針刺成型板型件進行化學氣相沉積碳+樹脂浸漬炭化復合致密化制備針刺C/C-SiC復合材料；針對鋪層模壓成型，研究不同樹脂（糠酮樹脂和硼酚醛樹脂）對浸膠工藝的適應性，浸膠樹脂含量、成型壓力、纖維含量對材料性能的影響，研究不同樹脂模壓板對炭化工藝、沉積工藝的適應性。為優(yōu)選預制體方案，分別試制了3種鎖片試樣（針刺預制體、硼酚醛模壓預制體和糠酮模壓預制體），如圖7所示（分別是左三、中三、右三），并進行了相關性能測試，最后針刺預制體方案符合設計要求。

為了選擇螺栓和螺母更優(yōu)的預制體方案，制備了4種不同鋪層方式的針刺預制體，比較不同結構對螺栓、螺母、螺紋剪切強度和螺桿剪切強度的影響。根據(jù)螺栓螺母的使用環(huán)境，其致密化方案與噴管B段相同。螺栓和螺母的產品實物如圖7所示。

圖7 C/C-SiC鎖片、螺栓、螺母示意Fig.7 C/C-SiC Fingers and Screws

3 高空模擬試車研究

試車后噴管A段和噴管B段結構完好，如圖8所示。

圖8 噴管A+B段試車示意Fig.8 Firing Test with A Cone and B Cone

由圖8可知，噴管A段與B段間連接處未見燒蝕，鎖片安裝部位正常，不過安裝鎖片的部分螺母有松動跡象，在將來帶噴管C段的試車中，如果螺母安裝力矩失效可能引起噴管C段產生的推力不能完全傳遞給噴管B段，嚴重時還可能引起噴管B段和C段連接處密封失效引起漏燃氣現(xiàn)象，因此后續(xù)要對螺母力矩下降問題進行進一步的研究。

噴管 A段與 B段搭載某型號氫氧發(fā)動機進行了100 s高空模擬熱試車考核。發(fā)動機啟動后，約40 s噴管B段開始慢慢變紅，95 s時噴管B段大端變成橘紅色，即圖8a）中的淺色部分，深色條狀顯示分析認為是氣膜冷卻集合器噴出的冷卻氫對 C/C-SiC噴管壁面冷卻的效果。關機后，根據(jù)粘貼在噴管B段外壁的熱電偶測量結果可以看出，噴管 B外壁溫最高能達到1050 K，且在約95 s時外壁溫才穩(wěn)定，即C/C-SiC噴管的熱環(huán)境穩(wěn)定至少需要100 s。

仿真計算得到的溫度云圖如圖9所示。

圖9 噴管B外壁溫仿真分析結果云圖Fig.9 Temperature View for B Cone Outside

由圖9中可知：a）噴管B段外壁溫變化趨勢是先升高后降低，主要是因為：1）試車時噴管B段內的燃氣溫度從小端到大端逐漸降低；2）噴管A段末端的氣膜冷卻集合器內氫對噴管B段內壁面的冷卻作用隨著向大端的偏移而逐漸減弱，這兩方面影響疊加在一起最終導致了如圖9所示的變化趨勢。b）仿真計算得到的外壁溫與實測結果趨勢一致，但普遍比實測值高出約150 K，原因是：1）噴管A段螺旋管內的冷卻氫對貼壁燃氣有冷卻作用，但仿真計算時未考慮該部分燃氣的熱量輸出，導致噴管B段的內側燃氣溫度比實際偏高；2）仿真時噴管B段的外壁設置為輻射壁面，未考慮對流換熱對外壁溫降溫的影響；3）仿真計算時氣膜冷卻器中噴出的氫溫度賦值可能偏高。

試車后對噴管效率分析發(fā)現(xiàn)，噴管A+B段的噴管效率比相同尺寸的螺旋管束式噴管延伸段的噴管效率低約0.4%，分析認為氣膜冷卻集合器的存在導致噴管型面存在臺階以及因為噴管型面出現(xiàn)臺階而引起的噴管總長縮短是導致噴管效率偏低的兩個主要原因。

4 結束語

a）大尺寸薄壁C/C-SiC復合材料噴管高空模擬試車后，考核了噴管與推力室的連接可靠性、噴管A段與B段連接的可靠性、B段噴管結構及其熱環(huán)境的工作可靠性、鎖片安裝的密封性等，起到了預期的效果，為大尺寸可延伸 C/C-SiC復合材料噴管在液氫液氧火箭發(fā)動機上的應用奠定了基礎；

b）雖然本次試車后噴管延伸段結構完好，但安裝鎖片的螺母在試車后檢查發(fā)現(xiàn)力矩下降，力矩下降可能引起鎖片的松動，進而影響噴管B段與噴管C段的密封效果，因此后續(xù)將對螺栓、螺母的防松進行相關的探討；

c）大尺寸C/C-SiC復合材料噴管在液氫液氧火箭發(fā)動機上的應用，還需要進行振動試驗、噪聲試驗等力學環(huán)境方面的研究。