喉襯材料抗熱震性能縮比考核試驗方法①

姜 東，李 江，魏祥庚，陳 劍

(西北工業大學燃燒、熱結構與內流場重點實驗室，西安 710072)

0 引言

噴管熱結構關系到發動機的安全，是一個非常重要而又復雜的課題。目前，研究噴管熱結構的理論方法還不夠成熟，也缺乏有效的考核手段，很多問題到全尺寸發動機試車時才出現，這給型號研制帶來很大的風險。噴管的熱結構由于影響因素較多，目前還沒有較成熟的研究手段。文獻報道關于噴管熱結構的數值模擬居多，試驗報道較少。文獻［1］考慮噴管不同材料之間的接觸狀態，計算了噴管的溫度場和應力場，對噴管的結構完整性進行了分析，并對喉襯各組件的應力場與溫度場分布進行了比較，證明了應力主要由溫度梯度造成。文獻［2］基于三維有限元計算模型，考慮喉襯不同材料之間的接觸，對發動機工作過程中噴管結構的縫隙進行了詳細計算和分析，并得到了發動機工作過程中噴管結構縫隙和接觸應力的變化趨勢。文獻［3］利用氧化鋁管式爐進行了不同溫度下的2DC/C材料抗熱震性能試驗，得出結論認為熱震試驗前后C/C材料的斷裂機制基本相同，都是以拉伸破壞為主，纖維的拔出長度也基本一致。

本文針對發動機研制中出現的喉襯材料失效的故障，在分析失效機理的基礎上，提出了一種用小型固體發動機對喉襯材料抗熱震性進行考核的試驗方法，并得到了驗證。在此基礎上，對不同喉襯材料進行了考核和篩選。

1 故障分析

某發動機采用單根端面燃燒的復合推進劑，含鋁量17%，工作平均壓強17.6 MPa，流量約31 kg/s，燃氣溫度3 300 K。喉襯使用的是三向繞紗C/C復合材料，由喉部與燒蝕環構成。發動機地面試車工作到5 s時，燒蝕環斷裂飛出，試驗后對喉襯殘片進行了分析，喉襯在燒蝕環尾部環向斷開，裂紋較整齊，如圖1所示。

圖1 喉襯斷裂故障簡圖Fig.1 Sketch of throat-insert fracture failure

喉襯材料在試驗前均做過強度試驗，在強度合格后才被選用，排除了材料機械強度不足的原因。該發動機在以往地面試驗未出現問題，只是在更換喉襯材料后才出現失效故障。分析認為，可能是由于更換后的喉襯材料抗熱震性能不好而引起的。

材料的抗熱震性能主要指材料在使用時能經受溫度劇烈變化而不破壞的性能，也稱熱穩定性。材料的熱震破壞可分為2大類:一類是瞬時斷裂，稱為熱震斷裂;另一類是在熱沖擊循環作用下，先出現開裂，剝落，然后破裂和變質，終至整體損壞，稱為熱震損傷。C/C復合材料屬脆性材料范疇，是一種非均質、多相的各向異性材料，其斷裂過程比均質的各向同性材料復雜的多。對于脆性材料抗熱震性能的評價有2種觀點:一種是基于熱彈性理論，以熱應力和材料固有強度之間的平衡條件作為熱震破壞的依據，當材料固有強度不足以抵抗熱震溫差引起的熱應力時，就導致材料瞬時斷裂，即所謂的熱震斷裂;另一種是基于斷裂力學概念，以熱彈性應變能和材料的斷裂能之間的平衡條件為熱震破壞的依據，它把材料的抗熱震性能和其物理性質的變化聯系起來，探討材料在受熱過程中出現的開裂、剝落、退化、變質終至碎裂，損壞的過程，即所謂的熱震損傷過程。材料的抗熱震性能是其力學性能和熱學性能的綜合體現。

材料抗熱震性能考核與熱載荷關系很大，氧-乙炔、電弧加熱等方法很難真實模擬發動機工作時的熱載荷。采用小型固體發動機針對縮比件進行考核試驗，能較好模擬真實的熱載荷，經濟性好，可作為材料篩選和考核的試驗手段。

2 縮比試驗方法

喉襯熱結構具有很強的尺度效應，簡單縮比很難保證應力狀態的一致性。對于抗熱震性考核，熱載荷是主要模擬的對象，應力狀態并不要求絕對的一致性。根據噴管喉襯的熱環境特點，通過分析認為，溫度、壓強和升壓過程和喉襯型面是模擬的關鍵參數。

在小發動機設計中，主要采取以下措施來保證這些參數:(1)選用與全尺寸發動機相同或接近的推進劑，重點保證燃溫和含鋁量相同;(2)燃燒室壓強與全尺寸發動機一致;(3)通過調整自由容積和點火藥量來保證點火升壓速率與全尺寸發動機的接近;(4)喉襯設計中保留了全尺寸發動機喉襯的斜坡及間隙，且間隙的大小等比例縮小，保證喉襯縮比件的內型面與全尺寸發動機的幾何相似。通過數值模擬方法計算了全尺寸發動機喉部斷裂處靜壓約為2.9 MPa，縮比發動機喉部斷裂處靜壓約為3.1 MPa。

對一種直徑φ330 mm的喉襯燒蝕發動機改造后的縮比試驗發動機結構示意圖如圖2所示。

圖2 縮比發動機結構簡圖Fig.2 Sketch of subscale test motor

在縮比設計中，喉襯結構做到完全縮比不現實，因為縮比后的燒蝕環尾部厚度太薄，破壞了C/C復合材料的結構完整性。因此，設計時在燒蝕環處進行了局部加厚。由于縮比后的喉部件和燒蝕環件尺寸較小，將喉部和燒蝕環設計成一個整體，圖3為縮比喉襯示意圖。

試驗采用的推進劑為與全尺寸發動機接近的單根端面燃燒的復合推進劑，含鋁量17%，燃氣溫度為3 327 K，流量約為1.13 kg/s。考核試驗中，縮比件選用了與全尺寸發動機相同的三向繞紗C/C復合材料。試驗的燃燒室壓強-時間曲線如圖4所示，最大壓強為19.05 MPa，最小壓強為 14.8 MPa，工作平均壓強為17.5 MPa，工作時間約為 6.3 s，平均點火升壓速率與全尺寸發動機較接近。

圖3 喉襯結構簡圖Fig.3 Sketch of throat insert

圖4 壓強-時間曲線Fig.4 Pressure vs time of test

試驗后喉襯照片如圖5所示。由圖5可看出，在喉襯擴張段尾部發生了環向斷裂現象，且斷裂處有明顯的燒蝕痕跡，說明斷裂發生在發動機工作過程中，而不是試驗后由于拆卸引起的。除了斷裂處，喉襯的其他部位未見明顯裂紋。縮比試驗中出現的斷裂部位與全尺寸發動機燒蝕環斷裂位置比較一致，斷裂的外觀形貌也較為接近。

圖5 試驗后的喉襯照片Fig.5 Photo of throat insert after test

試驗結果表明，縮比試驗在一定程度上能模擬全尺寸發動機噴管喉襯處熱載荷，驗證了考核試驗方法的有效性。

3 材料對比考核試驗

針對2種備選的C/C復合材料在相同工作條件下進行了抗熱震性能對比試驗。試驗狀態參數及燒蝕情況如表1所示，試驗后的喉襯照片如圖6所示。

表1 試驗狀態參數及結果Table 1 Test condition parameters and test results of different throat-insert

圖6 試驗后C/C喉襯照片Fig.6 Photo of the throat insert after test

從圖6(a)可看出，無緯布-穿刺C/C材料喉襯沒有發生斷裂破壞現象，但在擴張段尾部有細微的環向裂痕。從圖6(b)可看出，炭布-穿刺C/C材料喉襯也沒有發生斷裂失效，仔細查看內外表面未見裂紋。可看出，在相同的熱載荷環境中，2種備選喉襯材料的抗熱震性都明顯優于三向繞紗C/C材料，其中炭布-穿刺C/C材料抗熱震性能稍優于無緯布-穿刺C/C材料。試驗結果也再次證明，全尺寸發動機喉襯斷裂失效是三向繞紗C/C喉襯材料的抗熱震性能不足所致。

發動機在工作時間內，噴管喉襯內外壁面較大的瞬態熱梯度產生了較大的熱應力，由于喉襯擴張段尾部的燒蝕環厚度較薄，成為喉襯設計中的薄弱環節，最終發生了斷裂破壞的故障。可通過選用抗熱震性能更好的喉襯材料，或增加燒蝕環的厚度避免故障的發生。

4 結論

(1)發展了一種用小型固體發動機模擬全尺寸發動機熱載荷對喉襯材料抗熱震性能進行考核的縮比試驗方法，對故障發動機進行模擬試驗，在一定程度上驗證了該方法的有效性。

(2)驗證了某型發動機喉襯失效的主要原因是所選用的C/C材料抗熱震性不好，提出了更換抗熱震性能好的材料和增加燒蝕環厚度的改進意見。

(3)對2種C/C材料進行了抗熱震性能的對比試驗。試驗結果表明，2種材料的抗熱震性能明顯優于故障發動機使用的三向繞紗C/C喉襯材料，而其中炭布-穿刺C/C材料稍優于無緯布-穿刺C/C材料。

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