細編穿刺C/C喉襯材料燒蝕微結構及損傷機理①

吳小軍，楊 杰，楊云鵬，張兆甫，趙麗娜

(西安航天復合材料研究所，西安 710025)

0 引言

碳纖維細編穿刺預制體增強C/C復合材料因具有優異的整體結構性能、抗沖蝕性能及易于批量化工程制造等突出優點，已成為固體火箭發動機喉襯等熱端部件的首選抗燒蝕材料。在固體發動機高溫(2700～3400 ℃)、高壓(4～10 MPa)、高速沖刷(>1500 m/s)熱環境下，C/C喉襯型面因燃氣燒蝕而引起的型面尺寸變化會影響燃氣流速和熱能轉化效率，進而影響發動機工作狀態。因此，準確評估C/C喉襯的燒蝕損傷規律，揭示其燒蝕損傷機理，成為固體火箭發動機喉襯設計與服役的關鍵內容。國內外學者開展了以等離子燒蝕試驗測試、縮比發動機試驗測試為代表的實驗研究，并通過內流場模擬、建立燒蝕模型預測C/C喉襯燒蝕性能，通過典型工況下燒蝕微結構分析評價了燒蝕損傷機制。然而，現有實驗研究多基于實驗室模擬或縮比考核手段展開，其熱、力、氧環境與喉襯服役條件有一定差別；同時，針對長纖維細編穿刺C/C材料的燒蝕精細結構及演變機制的研究仍未涉及，評估機制的建立尚缺乏基礎數據支撐。

本文采用固體發動機熱環境點火試驗對全尺寸細編穿刺C/C喉襯進行真實服役環境考核，通過對考核后喉襯構件入口區、喉部區、出口區分散取樣，研究不同位置及纖維排布對C/C材料燒蝕微結構和損傷情況的影響。在此基礎上，建立了損傷模型，并揭示穿刺喉襯材料燒蝕損傷機制，為材料燒蝕性能優化提供依據。

1 實驗方法

1.1 材料制備

采用-面T300 12K碳纖維無緯布0°/90°交替疊層鋪設、向T700 12K碳纖維穿刺成型，得到密度0.73～0.75 g/cm碳纖維穿刺預制體；以高溫煤瀝青為浸漬劑對穿刺預制體進行增密，經常壓浸漬碳化循環、高壓浸漬碳化-石墨化循環后，獲得密度1.94～1.96 g/cm的細編穿刺C/C材料。

1.2 固體發動機點火試驗[16]

將細編穿刺C/C復合材料加工成全尺寸喉襯，裝配固體火箭發動機，以丁羥為推進劑進行地面點火試驗，燃氣壓強7～8 MPa，工作時間40～50 s。

1.3 分析表征

圖1為無緯布穿刺喉襯結構及取樣示意圖。在試車后喉襯構件入口段、喉部區域、出口段取樣，利用日本株式會社JSM-6490LV型掃描電子顯微鏡(SEM)分析燒蝕面微觀結構，采用德國Y.XLON公司Cheetah型顯微計算機斷層掃描儀(micro-CT)分析不同燒蝕深度(試樣尺寸：8 mm×10 mm，取樣深度10 mm)細觀結構。

圖1 C/C喉襯結構、穿刺編織結構及取樣示意圖Fig.1 Fine weave pierced C/C throat insert structure and sampling

2 結果與討論

2.1 燒蝕微結構

圖2為無緯布穿刺C/C材料燒蝕后入口段微觀形貌。

圖2 喉襯入口段燒蝕微觀形貌(a)、(b)、(c)、(f)及能譜分析(e)和編織結構(d)Fig.2 Micro-morphologies (a)，(b)，(c)and(f),energy spectrum(e)and weave structure(d)of the throat insert inlet region

從圖2可以看出，燒蝕后材料表面平整，向穿刺紗沒有燒蝕露頭，較好的鑲嵌在碳基體中(圖2(a))；圖2(c)放大形貌顯示，纖維端面頂部與碳基體產生了一定程度的界面脫粘，裂紋寬30～40 μm。進一步觀察裂紋內部(圖2(f))，未發現火焰燒蝕痕跡，證明穿刺紗界面燒蝕過程結構較完好。喉襯入口段以極端嚴苛的迎流模式遭受高溫燃氣燒蝕，但由圖2可知，其燒蝕面并未產生燒蝕凹坑、缺陷等薄弱結構，這說明細編穿刺C/C喉襯材料入口區微結構具有較好的協同抗燒蝕性能。由圖2還可發現，燒蝕面有顆粒狀沉積物覆蓋(圖2(a))，EDS分析顯示這種沉積物主要為碳元素(圖2(e))，這是在發動機工作末期，燃氣中烷烴類分子因氣流速度大幅減緩而熱解附著在燒蝕表面形成的。

圖3為喉部區域C/C材料燒蝕微觀形貌。燒蝕面穿刺紗呈平鋪態燒蝕裸露(圖3(a))，部分已剝落，穿刺紗間燒蝕區有大量微裂紋(圖3(a))，主要為-向無緯布束界面的脫粘裂紋及其束內裂紋，這與入口區燒蝕微結構有明顯差異。碳纖維束內部裂紋長(0.3～0.4)mm，其將纖維束分割為多個孤島(圖3(b))；鄰近纖維束的界面裂紋已相互貫通，在面內垂直穿刺紗擴展(圖3(a))，但延伸到向穿刺紗界面后不再擴展，在穿刺紗間形成長2～3 mm的橫向裂紋，表明燒蝕面穿刺紗阻止了纖維束脫粘裂紋的擴展。進一步觀察，發現裂紋內部纖維明顯燒蝕變細(圖3(f))，說明纖維束界面裂紋是燒蝕過程產生的。對比入口區燒蝕形貌，喉部區域燒蝕損傷明顯嚴重，由于兩個區域燒蝕面纖維排布(見圖1)有一定差異，這說明纖維交織模式會影響燒蝕損傷。

圖3 喉部區域不同放大倍數下燒蝕微觀形貌(a)×10、(b)×50、(c)×1000、(d)×1000、(e)×50、(f)×1000Fig.3 Micro-morphologies of the throat region after ablation(a)×10，(b)×50,(c)×1000,(d)×1000,(e)×50,(f)×1000

極端高溫環境熱載荷的沖擊和高壓AlO凝相粒子的侵蝕作用下，喉襯材料在缺陷以及界面等薄弱區更易產生損傷、形成裂紋，高溫燃氣氧化組分(CO、HO、OH羥基)隨之擴散到裂紋中使材料發生氧化進而加劇損傷，從而引起了喉部區域裂紋型燒蝕微結構(圖3)。然而，裂紋型燒蝕微結構并未在入口區(圖2)形成。喉襯燒蝕結構的差異一方面與燃氣的溫度、組份濃度和流速有關，但同時編織結構對燒蝕微結構的影響更加顯著。盡管穿刺增強結構在材料內部呈規律態均勻分布，但加工成異形回轉結構喉襯后，不同區域的編織結構會產生差異，由于入口段-面無緯布和向穿刺紗呈交織態(見圖1)，編織單元整體協同燒蝕，有利于提高材料的抗燒蝕性能；喉部區域向穿刺紗呈平鋪態整體燒蝕，而-面碳纖維束端頭以迎流模式燒蝕，這樣穿刺紗燒蝕裸露后會整體剝離，并使燒蝕面結構單元完整性遭到破壞，從而引起燒蝕損傷。圖4為出口段微觀形貌。燒蝕面有少量碳基沉積物(圖4(d))，向碳纖維束界面出現了局部脫粘(圖4(f))?？梢园l現，燒蝕面穿刺紗呈半裸露態，其尖端有纖維斷裂痕跡(圖4(b))，而尾端與基體緊密結合，說明裸露的穿刺紗仍具有抗燒蝕能力。高溫燃氣通過喉部將化學熱能轉化為動能后流速成倍提高，機械沖蝕作用增加，使穿刺紗尖端發生了局部斷裂破壞。出口段向穿刺紗與-向纖維也呈交織態，盡管燒蝕形貌與入口區有差異，但燒蝕后型面僅有少量裂紋，且穿刺紗仍然較好地與基體保持結合，其燒蝕微結構和入口區接近，證明燒蝕面-向纖維和向穿刺紗的交織模式對燒蝕微結構有一定影響。

圖4 出口段燒蝕微觀形貌(a)、(b)、(c)、(d)、(f)及能譜(e)Fig.4 Micro-morphologies(a),(b),(c),(d),(f)and energy spectrum(e) of the throat insert outlet region

2.2 燒蝕損傷分析

圖5為喉襯燒蝕后不同區域μ-CT三維結構，采用顏色標識材料內部細觀尺度孔隙/缺陷分布，其中紅色代表大尺寸孔隙?？梢园l現，大尺寸孔隙在燒蝕面附近呈聚集態分布，結合SEM結果推斷，這是由纖維/基體界面脫粘裂紋向材料內部擴散引起的損傷，其中喉部區域損傷深度為1.2 mm，而入口段、出口段損傷層相對較淺(0.5～0.7 mm)。μ-CT能檢測出細觀尺度缺陷尺寸和體積(檢測精度10 μm)，由檢測結果可計算出單位體積內損傷含量，根據圖5估算出入口段、喉部、出口段損傷層缺陷占比分別為4.3%、12.7%、4.8%，可見喉部區域損傷更嚴重。主要是因為該區域向穿刺紗呈平鋪態燒蝕后整體剝離，并使燒蝕面結構單元完整體遭到破壞，形成了大量界面脫粘，并在燃氣沖蝕下進一步加劇了損傷。

圖5 燒蝕后不同區域μ-CT三維結構((a)入口部位，(b)喉部及(c)出口部位)Fig.5 Three-dimensional μ-CT structures in different regions after ablation((a) Inlet,(b)Throat,(c)Outlet)

圖6為喉部區域不同深度層面的細觀結構。纖維束脫粘裂紋由燒蝕面向內直線延伸到向紗界面后發生偏轉，裂紋直線擴展的受阻限制了深層損傷的進一步擴大。圖6(b)為距燒蝕面0.8 mm深度的平面切層形貌，纖維束界面脫粘裂紋在材料內部橫截面內的擴展也僅在相鄰穿刺紗形成的區域內，這與燒蝕面的微觀結構相近?？梢姡牧显跓g過程形成的界面脫粘裂紋，無論縱深面、還是橫向面，其擴展都受到了材料內部密布穿刺紗的阻擋。由此推斷，燒蝕過程由界面脫粘形成的損傷僅發生在燒蝕面淺層區域，不會對喉襯的熱結構安全造成影響。

圖6 喉部區域不同深度層面細觀結構((a)深度切層(b)局部平面切層)Fig.6 Meso-scopic structures with different depth of the throat region ((a)Depth direction section,(b)Plain direction section)

2.3 燒蝕機理分析

綜合穿刺C/C材料燒蝕損傷特征建立了燒蝕損傷模型，見圖7。發動機點火后喉襯燒蝕面溫度快速攀升，工作1 s時燒蝕面溫度達1920 K、5 s后溫度達2927 K(燃氣沖刷不同時間喉襯內部溫度模擬計算結果見圖8)。碳纖維徑、軸向熱膨脹隨溫度升高呈增加趨勢，但其徑向熱膨脹增長更快，2500 K時PAN基碳纖維軸向線膨脹系數約 2×10K，徑向線膨脹系數約10×10K，同時碳基體的線脹系數也隨溫度的增加呈增加的趨勢。由于3D穿刺預制體在、、三個方向都有纖維增強，因此隨著溫度的升高由纖維徑向和基體熱膨脹產生的內應力受三向增強編織單元的約束而轉化為內應力擠壓界面，在穿刺紗束、鋪層纖維束界面形成壓應力。燒蝕開始后，燒蝕面呈平鋪態的穿刺紗在燃氣沖刷下首先燒蝕剝離，編織單元內部碳纖維束失去約束，由熱膨脹產生的界面壓應力相應釋放，弱化了該區域纖維束界面性能。加之材料制備過程存在孔隙缺陷，使纖維束界面薄弱區在高溫焰流沖蝕下產生脫粘，形成損傷。但由于穿刺紗對裂紋的限制及誘導偏轉作用，熱環境對未損傷區界面的增強效果阻礙了界面裂紋的深度擴展。這樣，燃氣焰流沖刷下，燒蝕面不斷推移，同時損傷也在動態擴展，但損傷層始終限制在淺層區域，不再擴大。

圖7 燒蝕機理模型Fig.7 Ablation mechanism model

綜上，穿刺C/C材料燒蝕過程，其表面特定區域還存在燒蝕損傷層。盡管穿刺C/C喉襯優異的抗燒蝕性能已得到相關研究證實，但顯然界面脫粘損傷的存在不利于燒蝕性能的進一步提升。本研究結果顯示，燒蝕處預制體纖維排布和走向對燒蝕損傷有著重要影響，合理的纖維預制體設計將有利于提升構件的抗燒蝕性能。因此，為得到更高性能的喉襯材料，應發展適應喉襯燒蝕結構的仿形預制體。

(a)t=1 s (b)t=5 s (c)t=20 s圖8 不同燒蝕時間下的侯襯內部溫度變化Fig.8 Temperature field of throat under ablation process

3 結論

(1)穿刺C/C喉襯固體火箭發動機燒蝕后，喉部區域形成了大量微裂紋，裂紋位于穿刺紗之間，長約2～3 mm；入口段和出口段穿刺紗呈半裸露態，燒蝕面有少量裂紋。

(2)穿刺C/C復合材料的燒蝕微結構與燒蝕面編織結構密切相關。當燒蝕面穿刺紗為平鋪態時，燒蝕過程碳纖維束界面產生脫粘，形成深約1.2 mm的損傷層；穿刺紗與無緯布為交織態時，界面少量脫粘，形成深0.5～0.8 mm損傷層。

(3)穿刺紗對纖維束脫粘裂紋的誘導偏轉及擴展限制，以及熱環境下熱應力對穿刺紗、無緯布界面性能的增強作用，阻礙了界面裂紋的深度擴展，燒蝕損傷僅在淺層區域。