石墨/AlSi耗散防熱材料喉襯燒蝕試驗研究 ①

鄧 恒，劉 豪，嚴(yán)鷗鵬，李衛(wèi)鵬，康鵬超，武高輝，惠衛(wèi)華，劉 旸

(1.西安現(xiàn)代控制技術(shù)研究所，西安 710065； 2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，哈爾濱 150001； 3.西北工業(yè)大學(xué) 燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場重點實驗室，西安 710072)

0 引言

喉襯是固體發(fā)動機關(guān)鍵部件，在服役過程中面臨高溫、高壓、含固體顆粒的高速燃?xì)鉀_刷造成的機械剝蝕及燃?xì)饬髦械腍2O、OH等氧化組分造成的熱化學(xué)燒蝕[1-2]。這些因素會引起噴管尤其是喉部的燒蝕，進(jìn)而降低發(fā)動機性能。目前，廣泛使用的喉襯材料包括難熔金屬、增強塑料、C/C、高強石墨材料和陶瓷基復(fù)合材料[3]，其中對于小型固體火箭發(fā)動機，常用石墨與C/C復(fù)合材料[4]。為滿足武器裝備更新?lián)Q代的需求，喉襯材料抗燒蝕性能有待進(jìn)一步提高。

石墨/AlSi耗散防熱材料(ASG)是將還原性、高相變潛熱的鋁硅合金滲入石墨基體制備而成，具有密度低、成本低、制備周期短、燒蝕率低的優(yōu)勢，在小型固體火箭發(fā)動機喉襯材料領(lǐng)域具有廣泛的應(yīng)用前景。目前，對石墨/AlSi耗散防熱材料的燒蝕性能的考核多采用氧乙炔燒蝕試驗[5-6]。然而，其燒蝕環(huán)境與真實固體火箭發(fā)動機有很大差別。為較真實地模擬發(fā)動機環(huán)境[7]，本文采用小型發(fā)動機試驗方法，在不同工況下開展了ASG喉襯噴管的燒蝕性能考核試驗，并與目前常用的傳統(tǒng)C/C喉襯噴管作對比。

1 實驗材料與方法

選用體積密度和孔隙率分別為1.92 g/cm3和12%的KYD-40石墨(平頂山市開元特種石墨有限公司，河南)作為多孔石墨基體，Al20Si合金(東北輕合金有限責(zé)任公司，黑龍江)為增強體。利用壓力浸滲法制備石墨/Al20Si耗散防熱復(fù)合材料。通過阿基米德排水法測得復(fù)合材料密度為(2.13±0.01)g/cm3。作為對比，選擇西北工業(yè)大學(xué)提供的C/C組合噴管做同樣的發(fā)動機燒蝕實驗考核，其中密度為1.81 g/cm3的C/C復(fù)合

材料內(nèi)襯直徑為50 mm。組合噴管其余部分為石墨。噴管幾何尺寸如圖1所示。其中，喉部直徑D可變，以測試不同壓強下的燒蝕性能。本次試驗中喉部直徑分別為11.0、16.0、15.5 mm。圖2是C/C組合噴管與ASG噴管的宏觀照片。

可見，噴管的內(nèi)型面光滑，能夠保證高溫燃?xì)饩鶆蛄鲃印/C內(nèi)襯與石墨外套結(jié)合良好。對噴管進(jìn)行μ-CT三維掃描，形貌重構(gòu)，如圖3所示?？梢?，ASG噴管具有很好的密度均勻性。

圖1 噴管尺寸

(a)C/C組合喉襯 (b)ASG喉襯

(a)、(b)C/C組合噴管 (c)、(d)ASG噴管

采用φ112 mm標(biāo)準(zhǔn)發(fā)動機進(jìn)行試驗，其中燃料為鋁含量分別18%和5%的含鋁復(fù)合推進(jìn)劑，絕熱燃燒溫度3100～3400 K。噴管喉襯材料線燒蝕率計算方法為：根據(jù)實驗測量的內(nèi)彈道曲線來確定工作時間，然后利用μ-CT三維掃描對試驗前后噴管形貌進(jìn)行重構(gòu)，測量C/C和ASG喉徑，從而計算出單邊線燒蝕率。考慮到燒蝕的非均勻性，沿徑向垂直兩個方向測量燒蝕后喉徑，進(jìn)行平均后得到燒蝕后平均喉徑。單邊線燒蝕率計算公式如下：

(2)

式中R為線燒蝕率；D為燒蝕后平均喉徑；D0為燒蝕前喉徑；t為燒蝕時間。

2 試樣結(jié)果

發(fā)動機燒蝕試驗工況如表1所示。圖4是燒蝕后C/C組合噴管與ASG噴管收斂段宏觀照片(工況二)。

由圖4可見，噴管內(nèi)型面均有明顯的顆粒狀沉積物。與C/C噴管不同的是ASG噴管內(nèi)型面上的顆粒狀物質(zhì)更多，這些顆粒物的來源一方面是燃?xì)庵械难趸X顆粒沉積所致，另一方面是ASG耗散防熱復(fù)合材料內(nèi)的鋁合金耗散劑在燃?xì)飧邷刈饔孟孪嘧兾龀霾⒀趸?。王文彬等[8]和楊颯等[9]通過C/C喉襯燒蝕 試驗發(fā)現(xiàn)氧化鋁沉積層具有降低喉襯線燒蝕率的作用。值得注意的是ASG噴管喉部入口處型面仍較為尖銳，而C/C噴管喉部入口處型面圓滑，說明ASG型耗散防熱復(fù)合材料的耐燒蝕性能優(yōu)于傳統(tǒng)C/C復(fù)合材料。接下來，分別對比分析三種工況條件下C/C喉襯和ASG喉襯的燒蝕性能與形貌。

(a)C/C組合喉襯 (b)ASG喉襯

2.1 工況一(高鋁中高壓)燒蝕結(jié)果對比

工況一(高鋁中高壓)，C/C喉襯、ASG喉襯兩種材料燒蝕過程中監(jiān)測的壓強曲線如圖5所示。燒蝕后C/C、ASG喉襯的三維重構(gòu)形貌如圖6所示。

圖5 工況一C/C、ASG喉襯發(fā)動機壓強曲線

(a)、(b) C/C組合噴管 (c)、(d)ASG噴管

由圖5可見，推進(jìn)劑燃燒過程平穩(wěn)，壓強穩(wěn)定。在發(fā)動機工作中期以后，C/C喉襯發(fā)動機壓強的下降幅度明顯大于ASG喉襯發(fā)動機壓強的下降幅度，這就說明了C/C喉襯工作過程中產(chǎn)生的燒蝕量大于喉襯，與燒蝕率計算結(jié)果一致。

由圖6(a)、(c)側(cè)透視圖可見，燒蝕后噴管內(nèi)型面平直，基本保持原始形狀。由圖6(b)、(d)俯視圖可知燒蝕后喉部維持圓形，表明C/C與ASG均具有很好的燒蝕均勻性。根據(jù)燒蝕前后喉部平均直徑計算材料線燒蝕率，結(jié)果顯示在工況一(18% Al，7.5 MPa，4.5 s)條件下，ASG耗散防熱材料線燒蝕率0.033 mm/s，相比C/C復(fù)合材料線燒蝕率0.056 mm/s降低41%，抗燒蝕性能明顯提升。

2.2 工況二(高鋁低壓)燒蝕結(jié)果對比

工況二(高鋁低壓)，C/C喉襯、ASG喉襯兩種材料燒蝕過程中監(jiān)測的壓強曲線如圖7所示。燒蝕后C/C、ASG喉襯的三維重構(gòu)形貌如圖8所示。

由圖7可見，在發(fā)動機開始工作約0.5 s后即進(jìn)入壓強穩(wěn)定的平穩(wěn)燒蝕過程，且在發(fā)動機工作中期以 后，ASG喉襯對應(yīng)的壓強曲線更平穩(wěn)，說明喉部材料的燒蝕量較小。由于壓強降低，燃?xì)饬魉俳档?，噴管?nèi)型面沉積的氧化物顆粒增加。燒蝕后C/C和ASG喉襯喉部維持原始形狀，線燒蝕率結(jié)果顯示在工況二(18 %Al，3 MPa，5.4 s)條件下， ASG耗散防熱材料線燒蝕率0.021 mm/s，較C/C復(fù)合材料線燒蝕率0.034 mm/s降低39%。

圖7 工況二C/C、ASG喉襯發(fā)動機壓強曲線

(a)、(b) C/C組合噴管 (c)、(d) ASG噴管

2.3 工況三(低鋁高壓)燒蝕結(jié)果對比

工況三(低鋁高壓)，C/C喉襯、ASG型耗散防熱復(fù)合材料喉襯兩種材料燒蝕過程中監(jiān)測的壓強曲線如圖9所示。燒蝕后C/C、ASG喉襯的三維重構(gòu)形貌如圖10所示。

由圖9可見，推進(jìn)劑燃燒過程平穩(wěn)，壓強沒有明顯波動。值得注意的是，采用C/C喉襯的發(fā)動機工作壓強在中期有一個更為明顯的轉(zhuǎn)折點，相對于采用ASG喉襯的發(fā)動機壓強有明顯的下降趨勢，這也說明C/C喉襯產(chǎn)生了更大的燒蝕。

由圖10可見，由于壓強增大，燃?xì)饬魉偬岣撸瑖姽軆?nèi)型面幾乎沒有氧化物顆粒沉積。燒蝕后，C/C和ASG喉襯喉部保持圓形，線燒蝕率結(jié)果顯示在工況三(5 %Al，12.5 MPa，1.4 s)條件下，ASG耗散防熱材料線燒蝕率0.007 mm/s，相比C/C復(fù)合材料線燒蝕率0.092 mm/s降低92%，抗燒蝕性能大幅提升。

圖9 工況三C/C、ASG喉襯發(fā)動機壓強曲線

3 分析

喉襯燒蝕是一個包含傳熱、傳質(zhì)、化學(xué)反應(yīng)和機械作用的復(fù)雜物理化學(xué)過程，主要包括熱化學(xué)燒蝕和機械剝蝕。其中，熱化學(xué)燒蝕是在燃?xì)飧邷馗邏涵h(huán)境下喉襯材料與燃?xì)饬髦蠬2O、CO2等氧化組分之間發(fā)生的化學(xué)反應(yīng)，引起喉襯表面材料的消耗的過程[10]。機械剝蝕是指在高速氣流推動下，燃?xì)庵械娜廴诹Ｗ記_擊喉襯壁面，導(dǎo)致碳基體的機械損傷[11]。

(a)、(b)C/C組合噴管 (c) 、(d)ASG噴管

以線燒蝕率為基礎(chǔ)，對比三種工況條件下C/C與ASG喉襯噴管的相對抗燒蝕性能，如圖11所示。可看出，在三種工況條件下，ASG材料均具有較C/C復(fù)合材料更低的線燒蝕率，表現(xiàn)出更優(yōu)異的抗燒蝕性能。對比工況一與工況二，在相同推進(jìn)劑鋁含量條件下，ASG與C/C喉襯線燒蝕率均隨壓強增大而增大，這是因為壓強增大導(dǎo)致熱化學(xué)燒蝕和和機械剝蝕作用加劇[9]。

圖11 三種工況下C/C、ASG喉襯線燒蝕率

此外，在工況一與工況二中，ASG相對于C/C的抗燒蝕性能提升率接近，說明在該試驗條件下壓強對兩種材料的影響程度相同。在工況三低鋁高壓條件下，ASG相對于C/C的抗燒蝕性能大幅提升。初步推斷是因為ASG復(fù)合材料自身含有鋁，能夠在推進(jìn)劑鋁含量較低條件下產(chǎn)生更多氧化鋁保護層，從而降低燒蝕率。

ASG耗散防熱復(fù)合材料的防熱機理主要為降低了熱化學(xué)燒蝕程度，其示意圖如圖12所示。在發(fā)動機工作過程中，高溫高壓燃?xì)馔ㄟ^對流和輻射加熱使ASG喉襯溫度升高，當(dāng)溫度超過鋁硅合金組元熔點和沸點后，合金組元分別發(fā)生熔化和氣化相變，降低了基體材料的熱負(fù)載(熱耗散)，從而起到降低熱化學(xué)反應(yīng)速率的作用；氣化后的合金組元在引射作用下噴射進(jìn)入邊界層，增加邊界層厚度，從而增強熱阻塞作用；邊界層中的合金組元與氧化組分發(fā)生反應(yīng)，降低其中的氧化組分濃度，進(jìn)而降低喉襯碳基體的氧化程度。通過熱耗散、氧耗散及熱阻塞作用，降低喉襯的熱負(fù)載及邊界層氧化組分濃度，從而減弱了熱化學(xué)燒蝕?？紤]到鋁硅合金氧化后產(chǎn)生的氧化鋁和氧化硅沉積能夠在一定程度上減弱燃?xì)鈱硪r機械剝蝕作用，因此ASG耗散防熱復(fù)合材料喉襯表現(xiàn)出優(yōu)異的抗燒蝕性能。

圖12 耗散防熱材料防熱機理示意圖

4 結(jié)論

(1)在小型發(fā)動機試驗條件下，石墨/AlSi耗散防熱材料具有良好燒蝕均勻性，且抗燒蝕性能優(yōu)于傳統(tǒng)C/C復(fù)合材料。

(2)壓強對抗燒蝕性能提升效果影響不明顯。低鋁含量條件下，ASG耗散防熱復(fù)合材料具有更優(yōu)抗燒蝕性能。

(3)石墨/AlSi耗散防熱材料在燒蝕過程中通過Al20Si耗散劑合金相變(熔化、氣化)吸熱及熱阻塞作用降低喉襯熱負(fù)載，并通過合金氧化消耗燃?xì)庵械难趸M分降低石墨基體的氧化程度，減弱燃?xì)鉀_刷作用，從而實現(xiàn)防熱目的。