石墨/AlSi耗散防熱材料喉襯燒蝕試驗研究 ①

鄧 恒，劉 豪，嚴鷗鵬，李衛鵬，康鵬超，武高輝，惠衛華，劉 旸

(1.西安現代控制技術研究所，西安 710065； 2.哈爾濱工業大學 材料科學與工程學院，哈爾濱 150001； 3.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

喉襯是固體發動機關鍵部件，在服役過程中面臨高溫、高壓、含固體顆粒的高速燃氣沖刷造成的機械剝蝕及燃氣流中的H2O、OH等氧化組分造成的熱化學燒蝕[1-2]。這些因素會引起噴管尤其是喉部的燒蝕，進而降低發動機性能。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合材料[3]，其中對于小型固體火箭發動機，常用石墨與C/C復合材料[4]。為滿足武器裝備更新換代的需求，喉襯材料抗燒蝕性能有待進一步提高。

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、燒蝕率低的優勢，在小型固體火箭發動機喉襯材料領域具有廣泛的應用前景。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，其燒蝕環境與真實固體火箭發動機有很大差別。為較真實地模擬發動機環境[7]，本文采用小型發動機試驗方法，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耗散防熱復合材料。通過阿基米德排水法測得復合材料密度為(2.13±0.01)g/cm3。作為對比，選擇西北工業大學提供的C/C組合噴管做同樣的發動機燒蝕實驗考核，其中密度為1.81 g/cm3的C/C復合

材料內襯直徑為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，噴管的內型面光滑，能夠保證高溫燃氣均勻流動。C/C內襯與石墨外套結合良好。對噴管進行μ-CT三維掃描，形貌重構，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標準發動機進行試驗，其中燃料為鋁含量分別18%和5%的含鋁復合推進劑，絕熱燃燒溫度3100～3400 K。噴管喉襯材料線燒蝕率計算方法為：根據實驗測量的內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行重構，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 試樣結果

發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噴管內型面上的顆粒狀物質更多，這些顆粒物的來源一方面是燃氣中的氧化鋁顆粒沉積所致，另一方面是ASG耗散防熱復合材料內的鋁合金耗散劑在燃氣高溫作用下相變析出并氧化所致。王文彬等[8]和楊颯等[9]通過C/C喉襯燒蝕 試驗發現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型耗散防熱復合材料的耐燒蝕性能優于傳統C/C復合材料。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測的壓強曲線如圖5所示。燒蝕后C/C、ASG喉襯的三維重構形貌如圖6所示。

圖5 工況一C/C、ASG喉襯發動機壓強曲線

(a)、(b) C/C組合噴管 (c)、(d)ASG噴管

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

由圖6(a)、(c)側透視圖可見，燒蝕后噴管內型面平直，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。根據燒蝕前后喉部平均直徑計算材料線燒蝕率，結果顯示在工況一(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測的壓強曲線如圖7所示。燒蝕后C/C、ASG喉襯的三維重構形貌如圖8所示。

由圖7可見，在發動機開始工作約0.5 s后即進入壓強穩定的平穩燒蝕過程，且在發動機工作中期以 后，ASG喉襯對應的壓強曲線更平穩，說明喉部材料的燒蝕量較小。由于壓強降低，燃氣流速降低，噴管內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)燒蝕結果對比

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

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

由圖10可見，由于壓強增大，燃氣流速提高，噴管內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喉襯發動機壓強曲線

3 分析

喉襯燒蝕是一個包含傳熱、傳質、化學反應和機械作用的復雜物理化學過程，主要包括熱化學燒蝕和機械剝蝕。其中，熱化學燒蝕是在燃氣高溫高壓環境下喉襯材料與燃氣流中H2O、CO2等氧化組分之間發生的化學反應，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，燃氣中的熔融粒子沖擊喉襯壁面，導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，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?？煽闯觯谌N工況條件下，ASG材料均具有較C/C復合材料更低的線燒蝕率，表現出更優異的抗燒蝕性能。對比工況一與工況二，在相同推進劑鋁含量條件下，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致熱化學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復合材料自身含有鋁，能夠在推進劑鋁含量較低條件下產生更多氧化鋁保護層，從而降低燒蝕率。

ASG耗散防熱復合材料的防熱機理主要為降低了熱化學燒蝕程度，其示意圖如圖12所示。在發動機工作過程中，高溫高壓燃氣通過對流和輻射加熱使ASG喉襯溫度升高，當溫度超過鋁硅合金組元熔點和沸點后，合金組元分別發生熔化和氣化相變，降低了基體材料的熱負載(熱耗散)，從而起到降低熱化學反應速率的作用；氣化后的合金組元在引射作用下噴射進入邊界層，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生反應，降低其中的氧化組分濃度，進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，降低喉襯的熱負載及邊界層氧化組分濃度，從而減弱了熱化學燒蝕。考慮到鋁硅合金氧化后產生的氧化鋁和氧化硅沉積能夠在一定程度上減弱燃氣對喉襯機械剝蝕作用，因此ASG耗散防熱復合材料喉襯表現出優異的抗燒蝕性能。

圖12 耗散防熱材料防熱機理示意圖

4 結論

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

(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耗散防熱復合材料具有更優抗燒蝕性能。

(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載，并通過合金氧化消耗燃氣中的氧化組分降低石墨基體的氧化程度，減弱燃氣沖刷作用，從而實現防熱目的。