固體火箭發(fā)動機(jī)C/C喉襯燒蝕率影響參數(shù)分析*

汪太琨,石德磊,鮑福廷

(1 鄭州機(jī)電工程研究所，鄭州 450015；2 西北工業(yè)大學(xué)固體火箭發(fā)動機(jī)燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場國防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

0 引言

由于C/C復(fù)合材料同時兼顧石墨喉襯質(zhì)量輕、耐高溫、高溫力學(xué)性能良好、耐燒蝕和抗粒子沖蝕能力強(qiáng)等特點(diǎn)和復(fù)合材料所具備的力學(xué)性能優(yōu)異、損傷容限高、抗熱沖擊性良好，且便于設(shè)計(jì)的特色[1]，目前C/C復(fù)合材料已成為固體火箭發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)人員考慮的首選喉襯材料[2]。

近年來對于C/C復(fù)合材料喉襯的研究重點(diǎn)開始傾向于對其燒蝕環(huán)境的模擬和燒蝕機(jī)理的分析研究[3-4]。國外Thakre等人在不考慮沉積時對推進(jìn)劑中是否含鋁的情況分別進(jìn)行了建模計(jì)算，并且發(fā)展了可以預(yù)測不同粒徑粒子侵蝕作用下噴管燒蝕率的兩相流模擬方法[5-6]。Vignoles等人建立了相應(yīng)的輸運(yùn)模型和燒蝕模型，對C/C復(fù)合材料的燒蝕能進(jìn)行直接模擬計(jì)算[7-8]。國內(nèi)學(xué)者則更多的是采用實(shí)驗(yàn)、數(shù)值模擬相結(jié)合的手段開展研究[9-12]。王磊等人通過分析試驗(yàn)結(jié)果將粒子對噴管的侵蝕分為碰撞和磨蝕兩種模式，并認(rèn)為在喉部主要是磨蝕模式作用[13]。汪海濱、李鑫對軸編C/C復(fù)合材料建立了多尺度分析模型，通過漸進(jìn)分析能得到與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較好的數(shù)值模擬結(jié)果[14]。

全面深入認(rèn)識發(fā)動機(jī)熱結(jié)構(gòu)燒蝕特性需考慮多因素在C/C喉襯燒蝕過程中的作用。文中從發(fā)動機(jī)所使用的推進(jìn)劑和C/C喉襯所在的工作環(huán)境入手，進(jìn)行多次熱試車試驗(yàn)。通過比較分析試驗(yàn)結(jié)果，探究壓強(qiáng)和推進(jìn)劑鋁含量對C/C喉襯燒蝕率的影響。

1 燒蝕試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)情況

選用細(xì)邊針刺C/C復(fù)合材料作為試驗(yàn)用噴管喉襯材料進(jìn)行不同工況下的發(fā)動機(jī)熱試車試驗(yàn)。采用等面燃燒的裝藥設(shè)計(jì)，得到平直的內(nèi)彈道曲線，確保內(nèi)彈道曲線的波動和差異來自于燃燒室壓強(qiáng)大小和推進(jìn)劑中鋁含量多少的影響。試驗(yàn)各工況具體設(shè)置如表1所示。由于選用的推進(jìn)劑在4 MPa以下時,燃速系數(shù)a和壓力指數(shù)n將發(fā)生較大變化，而目前大多數(shù)的固體火箭發(fā)動機(jī)其內(nèi)彈道設(shè)計(jì)的燃燒室壓強(qiáng)都在9 MPa左右，因此試驗(yàn)中設(shè)定了高壓(9 MPa)和低壓(4 MPa)兩種工況。試驗(yàn)前，對喉襯進(jìn)行μ-CT三維重構(gòu)，得到其內(nèi)部形貌如圖1所示，可見喉襯內(nèi)部型面光滑，軸向截面呈圓形。

表1 試驗(yàn)工況列表

圖1 喉襯試驗(yàn)前三維重構(gòu)

試驗(yàn)前，將發(fā)動機(jī)各組件安裝到位，保證發(fā)動機(jī)密封完好，壓力傳感器安裝到位且測壓孔無堵塞。噴管內(nèi)型面保持光滑，無磕碰，排除影響材料耐燒蝕的雜質(zhì)存在。試驗(yàn)用發(fā)動機(jī)如圖2所示。整個熱試車過程中記錄燃燒室壓強(qiáng)曲線，供后續(xù)試驗(yàn)分析。

圖2 試驗(yàn)用發(fā)動機(jī)

試驗(yàn)過程中記錄發(fā)動機(jī)燒蝕試驗(yàn)的錄像，根據(jù)鋁粉含量，將試驗(yàn)錄像分為高鋁、低鋁兩類，便于通過觀察尾焰范圍和亮度對壓強(qiáng)和鋁含量這兩個影響喉襯燒蝕的因素進(jìn)行初步分析，如圖3、圖4所示。

由熱試車錄像結(jié)果可知，各設(shè)計(jì)工況的發(fā)動機(jī)試車時尾焰流場穩(wěn)定，未出現(xiàn)波動，無異物噴出，說明發(fā)動機(jī)工作狀況良好，且發(fā)動機(jī)關(guān)鍵組件未發(fā)生斷裂等異常情況。

圖3 5%鋁含量發(fā)動機(jī)試車錄像

圖4 17%鋁含量發(fā)動機(jī)試車錄像

在相同鋁含量水平下進(jìn)行比較，可見高壓工況下發(fā)動機(jī)尾焰更寬，低壓工況下發(fā)動機(jī)尾焰離開噴管的距離更遠(yuǎn)，初步分析可能是因?yàn)楦呷紵覊簭?qiáng)下噴管喉部燒蝕情況更嚴(yán)重，喉徑的增大導(dǎo)致燃?xì)庠趪姽軆?nèi)的膨脹不夠充分。而在相同燃燒室壓強(qiáng)工況下進(jìn)行比較，可觀察到推進(jìn)劑鋁含量高的工況，發(fā)動機(jī)尾焰范圍更大、亮度更亮，這也符合對固體火箭發(fā)動機(jī)推進(jìn)劑組分影響尾焰的常規(guī)認(rèn)識。

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

1.2.1 試驗(yàn)結(jié)果概況

試驗(yàn)后，發(fā)動機(jī)噴管喉襯內(nèi)部形貌三維重構(gòu)情況如圖5所示。圖中可見：試驗(yàn)后，除低壓低鋁工況外，其余各工況喉襯內(nèi)型面均不太光滑，軸向截面難以保持圓形；喉襯內(nèi)型面存在沉積物，經(jīng)測定沉積物成分為氧化鋁，并且在低壓高鋁工況下沉積最為嚴(yán)重，且發(fā)生了比較明顯的燒蝕；同時，高壓低鋁工況下，喉襯喉部的內(nèi)型面極不完整，燒蝕情況最為嚴(yán)重，而低壓低鋁工況下，喉襯內(nèi)型面保持最為完整，初步估計(jì)，其燒蝕情況應(yīng)該最輕。

圖5 喉襯試驗(yàn)后三維重構(gòu)

考慮到三維重構(gòu)的結(jié)果存在所有截面各點(diǎn)燒蝕進(jìn)度不同問題，下面補(bǔ)充靜態(tài)燒蝕率計(jì)算來更全面考察總體燒蝕情況。

1.2.2 壓強(qiáng)曲線及靜態(tài)燒蝕率計(jì)算

通過試驗(yàn)過程中壓強(qiáng)變化反推喉徑，最終給出單邊線燒蝕率。提取得到的各喉襯試驗(yàn)壓強(qiáng)曲線數(shù)據(jù)如圖6所示。

采用平衡壓強(qiáng)公式來反推喉部直徑。由于試驗(yàn)用發(fā)動機(jī)采用了等面燃燒的裝藥設(shè)計(jì)，認(rèn)為壓強(qiáng)曲線平衡段的終點(diǎn)即為喉襯燒蝕的終點(diǎn)，因此平衡壓強(qiáng)公式仍可使用：

式中：p為燃燒室壓強(qiáng)；ρ為推進(jìn)劑密度；a為推進(jìn)劑燃速系數(shù)；c*為推進(jìn)劑特征速度；Ab為燃面面積；At為喉部面積；n為推進(jìn)劑壓力指數(shù)。推導(dǎo)可得喉部面積At、喉部直徑dt與其他參數(shù)的關(guān)系：

此時壓強(qiáng)由處理曲線數(shù)據(jù)得到，燃速系數(shù)、壓力指數(shù)、裝藥密度和特征速度(考慮到壓強(qiáng)變化梯度較小，此處特征速度視為定值)為已知的推進(jìn)劑參數(shù),由這些已知參數(shù)就能反算出燒蝕結(jié)束時噴管喉徑的大小。

圖6 喉襯試驗(yàn)壓強(qiáng)曲線

由圖6可見，處于壓力曲線平衡段時，高壓低鋁工況的壓強(qiáng)曲線下降最快，而低壓高鋁工況則最為平緩。分析認(rèn)為，這是因?yàn)榍罢咴跓g過程中喉徑相對變化最大，喉襯燒蝕最嚴(yán)重，后者在燒蝕過程中喉徑相對變化最小，喉襯燒蝕最輕。結(jié)果同1.1節(jié)由試驗(yàn)尾焰得到的初步分析結(jié)果一致。提取壓強(qiáng)曲線數(shù)據(jù)進(jìn)行定量分析，求得各喉襯的單邊線性燒蝕率供下一節(jié)的燒蝕率影響參數(shù)分析，如表2所示。

表2 各喉襯燒蝕情況定量分析

由表2可知，使用兩種方法求得的喉襯單邊線燒蝕率基本一致，說明靜態(tài)計(jì)算具有可靠精度，并且這一方法所得喉襯直徑大小更能表征平均的燒蝕情況。后文進(jìn)行的各項(xiàng)燒蝕率比對均選用靜態(tài)計(jì)算的結(jié)果作為參考。

2 燒蝕率影響參數(shù)分析

2.1 鋁含量影響

推進(jìn)劑組分是影響噴管喉襯燒蝕情況的重要因素之一。不同鋁含量的實(shí)驗(yàn)曲線對比如圖7所示。

圖7 不同含鋁量試驗(yàn)曲線對比

由圖7可知，在相同壓強(qiáng)條件下，鋁含量5%推進(jìn)劑的壓強(qiáng)曲線相較于鋁含量17%推進(jìn)劑的壓強(qiáng)曲線在上升段基本吻合，且平衡段初期變化趨勢也相近，而在平衡段后半段壓強(qiáng)下降速度更快。這是因?yàn)樵诎l(fā)動機(jī)工作初期燒蝕還未開始，隨著燃燒的進(jìn)行，喉襯開始發(fā)生燒蝕，而低鋁工況的燒蝕情況更為嚴(yán)重，其壓降也更為明顯。同時可觀察到高鋁試驗(yàn)組的壓強(qiáng)曲線存在一定抖動現(xiàn)象，而低鋁試驗(yàn)組的壓強(qiáng)曲線變化趨勢更為平緩。

由表2可知，當(dāng)固體火箭發(fā)動機(jī)工況其他條件保持相同，細(xì)邊針刺C/C復(fù)合材料喉襯在高壓強(qiáng)(9 MPa)下鋁含量5%推進(jìn)劑比鋁含量17%推進(jìn)劑的燒蝕率增加了89.0%；細(xì)邊針刺C/C復(fù)合材料喉襯在低壓強(qiáng)(4 MPa)下鋁含量5%推進(jìn)劑比鋁含量17%推進(jìn)劑的燒蝕率增加了16.2%。表明在相同工況下，推進(jìn)劑的鋁含量對喉襯燒蝕有一定影響，鋁含量越高，喉襯燒蝕率越低。

2.2 壓強(qiáng)影響

壓強(qiáng)也是影響碳基材料噴管喉襯燒蝕情況的因素。不同鋁含量下，不同壓強(qiáng)的實(shí)驗(yàn)曲線對比如圖8所示。

圖8 不同壓強(qiáng)試驗(yàn)曲線對比

由圖8可知，在推進(jìn)劑含鋁量相同的條件下，隨著發(fā)動機(jī)的工作，高壓工況平衡段壓強(qiáng)曲線存在明顯壓降，而低壓工況在平衡段壓強(qiáng)曲線平緩，無明顯壓降。分析認(rèn)為隨著工作壓強(qiáng)的升高，噴管喉徑將發(fā)生明顯變化。

由表2可知，當(dāng)固體火箭發(fā)動機(jī)工況其他條件保持相同，使用高鋁推進(jìn)劑(鋁含量17%)時，細(xì)邊針刺C/C復(fù)合材料喉襯在9 MPa壓強(qiáng)下比4 MPa壓強(qiáng)下的燒蝕率增加了123.8%；使用低鋁推進(jìn)劑(鋁含量5%)時，細(xì)邊針刺C/C復(fù)合材料喉襯在9 MPa壓強(qiáng)下比4 MPa壓強(qiáng)下的燒蝕率增加了264.2%。表明在相同工況下，壓強(qiáng)對C/C喉襯的燒蝕情況有著至關(guān)重要的影響，具體表現(xiàn)為C/C喉襯的燒蝕率隨著工作壓強(qiáng)的增加而增加，且這一增加幅度十分顯著。

3 結(jié)果分析

試驗(yàn)測得的結(jié)果顯示使用低鋁推進(jìn)劑時喉襯的燒蝕情況更為嚴(yán)重。但在1.2.1節(jié)中分析得出，低壓低鋁工況的燒蝕情況最輕這一結(jié)論，而實(shí)際計(jì)算結(jié)果卻是有明顯燒蝕，且氧化鋁沉積量最大的低壓高鋁工況的喉襯單邊線燒蝕率最低。這說明高鋁推進(jìn)劑帶來的嚴(yán)重沉積反而減緩了喉襯內(nèi)型面的燒蝕退移。據(jù)研究，使用含鋁推進(jìn)劑時，喉襯喉部的燒蝕率主要與熱化學(xué)燒蝕相關(guān)聯(lián)[15]。熱化學(xué)燒蝕的機(jī)制是隨著高溫燃?xì)饧訜岷硪r，其中的氧化性成分與被加熱的喉襯發(fā)生反應(yīng)。而伴隨發(fā)動機(jī)工作在噴管處形成的氧化鋁沉積層一方面可以隔絕燃?xì)庵械难趸猿煞峙c喉襯表面接觸；另一方面沉積層的存在能起到一定隔熱作用，減弱了喉襯表面的熱化學(xué)燒蝕反應(yīng)。同時，在試驗(yàn)后的測量過程中，若內(nèi)型面表面仍存在氧化鋁沉積，則測得的喉部直徑會比燒蝕后C/C喉襯的真實(shí)喉徑小，計(jì)算得到的喉襯燒蝕率也會偏小。因此高鋁工況下喉襯燒蝕率比低鋁工況低是依賴于沉積層對喉襯熱化學(xué)燒蝕的減弱和沉積層的存在引起的真實(shí)喉徑測量誤差。

同時，沉積層在發(fā)動機(jī)整個工作過程中時刻處在沉積與吹除同時發(fā)生著的狀態(tài)，這也將導(dǎo)致喉襯燒蝕率的不停變化，反映到壓強(qiáng)曲線上為：點(diǎn)火初期，由于氧化鋁沉積層的存在，喉襯未發(fā)生明顯燒蝕，壓強(qiáng)曲線未出現(xiàn)明顯抖動；進(jìn)入平衡段，隨著平衡工作壓強(qiáng)的建立，壓強(qiáng)的增大加劇了沉積層的吹除效應(yīng)，高鋁工況由于沉積現(xiàn)象明顯，因此吹除后喉襯燒蝕率陡增，反映到壓強(qiáng)曲線上便出現(xiàn)了明顯抖動，而低鋁工況則過渡自然平緩；在隨后的工作過程中，一直伴隨著沉積層的沉積和吹除，因此喉襯的燒蝕率處在一個動態(tài)變化的過程中，低鋁工況下產(chǎn)生的沉積較少，吹除較快，對壓強(qiáng)曲線無明顯影響，而高鋁工況下產(chǎn)生的沉積更多，于是燒蝕率的動態(tài)變化更明顯，壓強(qiáng)曲線就一直處在抖動狀態(tài)下。

不同于鋁含量對喉襯燒蝕的影響集中體現(xiàn)在熱化學(xué)燒蝕方面，壓強(qiáng)對熱化學(xué)燒蝕、機(jī)械剝蝕等方面均有明顯影響，其作用機(jī)理主要從兩方面體現(xiàn)。首先，燃?xì)庵兴械难趸越M分透過邊界層到達(dá)喉襯表面這一過程所具有的質(zhì)量傳遞速率是與燃?xì)鈮簭?qiáng)成正比的。較高的壓強(qiáng)將帶來成正比增大的對流熱傳遞速率和質(zhì)量傳遞速率變化，從而使喉襯的熱化學(xué)燒蝕成倍增大。另一方面，高壓強(qiáng)會導(dǎo)致噴管中高速運(yùn)動的高溫兩相流密度增大，從而加劇機(jī)械剝蝕情況。二者綜合反映出來的結(jié)果就是，壓強(qiáng)對C/C喉襯的燒蝕有著巨大的促進(jìn)作用。

根據(jù)2.1節(jié)得到的數(shù)據(jù)可知，同樣是增加推進(jìn)劑中的鋁含量，在更大的壓強(qiáng)下，喉襯的燒蝕率增大比率變大了。這是由于在高壓工況下，一方面推進(jìn)劑中含有一定量鋁所帶來的喉襯處的氧化鋁沉積情況會被減弱，沉積引起的喉襯壁面退移放緩現(xiàn)象受到一定抑制，另一方面高壓導(dǎo)致了剝蝕的加劇。二者共同作用，在同時增加的情況下，從高壓低鋁到高壓高鋁喉襯燒蝕率的增量比要比低壓低鋁到低壓高鋁喉襯燒蝕率的增量比大。

4 結(jié)論

固體火箭發(fā)動機(jī)噴管處于充滿高溫高壓高速兩相流燃?xì)獾膼毫迎h(huán)境，其喉襯處于燒蝕最嚴(yán)重的區(qū)域。

1)在使用含鋁推進(jìn)劑時，喉襯的燒蝕情況不是線性進(jìn)行的，整個發(fā)動機(jī)工作階段喉徑大小都處在一個不停波動的動態(tài)變化中。因?yàn)樵谶@種情況下，發(fā)動機(jī)的整個工作過程都伴隨著喉襯處沉積層沉積導(dǎo)致的喉徑減小和吹除導(dǎo)致的喉徑突然增大。沉積量的多少與推進(jìn)劑鋁含量正相關(guān)，而吹除速率的大小與發(fā)動機(jī)工作壓強(qiáng)正相關(guān)。

2)固體火箭發(fā)動機(jī)使用鋁含量高的推進(jìn)劑時喉襯的燒蝕率比使用鋁含量低的推進(jìn)劑時的低。這是因?yàn)檠趸X沉積層減輕了喉襯處發(fā)生的熱化學(xué)燒蝕，起到了對喉襯燒蝕的減弱作用。喉部的沉積層還會影響對C/C材料實(shí)際喉徑的測量與計(jì)算。

3)隨著壓強(qiáng)的增大，喉襯的燒蝕率也愈大。這是壓強(qiáng)增大時熱流密度變大，同時增強(qiáng)了熱化學(xué)燒蝕和機(jī)械剝蝕，并削弱了沉積層減弱喉襯燒蝕的作用導(dǎo)致的。