姜 東，李 江，魏祥庚，陳 劍

(西北工業(yè)大學(xué)燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

0 引言

噴管熱結(jié)構(gòu)關(guān)系到發(fā)動機(jī)的安全，是一個非常重要而又復(fù)雜的課題。目前，研究噴管熱結(jié)構(gòu)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(fā)動機(jī)試車時才出現(xiàn)，這給型號研制帶來很大的風(fēng)險。噴管的熱結(jié)構(gòu)由于影響因素較多，目前還沒有較成熟的研究手段。文獻(xiàn)報(bào)道關(guān)于噴管熱結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬居多，試驗(yàn)報(bào)道較少。文獻(xiàn)［1］考慮噴管不同材料之間的接觸狀態(tài)，計(jì)算了噴管的溫度場和應(yīng)力場，對噴管的結(jié)構(gòu)完整性進(jìn)行了分析，并對喉襯各組件的應(yīng)力場與溫度場分布進(jìn)行了比較，證明了應(yīng)力主要由溫度梯度造成。文獻(xiàn)［2］基于三維有限元計(jì)算模型，考慮喉襯不同材料之間的接觸，對發(fā)動機(jī)工作過程中噴管結(jié)構(gòu)的縫隙進(jìn)行了詳細(xì)計(jì)算和分析，并得到了發(fā)動機(jī)工作過程中噴管結(jié)構(gòu)縫隙和接觸應(yīng)力的變化趨勢。文獻(xiàn)［3］利用氧化鋁管式爐進(jìn)行了不同溫度下的2DC/C材料抗熱震性能試驗(yàn)，得出結(jié)論認(rèn)為熱震試驗(yàn)前后C/C材料的斷裂機(jī)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(fā)動機(jī)研制中出現(xiàn)的喉襯材料失效的故障，在分析失效機(jī)理的基礎(chǔ)上，提出了一種用小型固體發(fā)動機(jī)對喉襯材料抗熱震性進(jìn)行考核的試驗(yàn)方法，并得到了驗(yàn)證。在此基礎(chǔ)上，對不同喉襯材料進(jìn)行了考核和篩選。

1 故障分析

某發(fā)動機(jī)采用單根端面燃燒的復(fù)合推進(jìn)劑，含鋁量17%，工作平均壓強(qiáng)17.6 MPa，流量約31 kg/s，燃?xì)鉁囟? 300 K。喉襯使用的是三向繞紗C/C復(fù)合材料，由喉部與燒蝕環(huán)構(gòu)成。發(fā)動機(jī)地面試車工作到5 s時，燒蝕環(huán)斷裂飛出，試驗(yàn)后對喉襯殘片進(jìn)行了分析，喉襯在燒蝕環(huán)尾部環(huán)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(yàn)前均做過強(qiáng)度試驗(yàn)，在強(qiáng)度合格后才被選用，排除了材料機(jī)械強(qiáng)度不足的原因。該發(fā)動機(jī)在以往地面試驗(yàn)未出現(xiàn)問題，只是在更換喉襯材料后才出現(xiàn)失效故障。分析認(rèn)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(jīng)受溫度劇烈變化而不破壞的性能，也稱熱穩(wěn)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(huán)作用下，先出現(xiàn)開裂，剝落，然后破裂和變質(zhì)，終至整體損壞，稱為熱震損傷。C/C復(fù)合材料屬脆性材料范疇，是一種非均質(zhì)、多相的各向異性材料，其斷裂過程比均質(zhì)的各向同性材料復(fù)雜的多。對于脆性材料抗熱震性能的評價有2種觀點(diǎn):一種是基于熱彈性理論，以熱應(yīng)力和材料固有強(qiáng)度之間的平衡條件作為熱震破壞的依據(jù)，當(dāng)材料固有強(qiáng)度不足以抵抗熱震溫差引起的熱應(yīng)力時，就導(dǎo)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(xué)概念，以熱彈性應(yīng)變能和材料的斷裂能之間的平衡條件為熱震破壞的依據(jù)，它把材料的抗熱震性能和其物理性質(zhì)的變化聯(lián)系起來，探討材料在受熱過程中出現(xiàn)的開裂、剝落、退化、變質(zhì)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(xué)性能和熱學(xué)性能的綜合體現(xiàn)。

材料抗熱震性能考核與熱載荷關(guān)系很大，氧-乙炔、電弧加熱等方法很難真實(shí)模擬發(fā)動機(jī)工作時的熱載荷。采用小型固體發(fā)動機(jī)針對縮比件進(jìn)行考核試驗(yàn)，能較好模擬真實(shí)的熱載荷，經(jīng)濟(jì)性好，可作為材料篩選和考核的試驗(yàn)手段。

2 縮比試驗(yàn)方法

喉襯熱結(jié)構(gòu)具有很強(qiáng)的尺度效應(yīng)，簡單縮比很難保證應(yīng)力狀態(tài)的一致性。對于抗熱震性考核，熱載荷是主要模擬的對象，應(yīng)力狀態(tài)并不要求絕對的一致性。根據(jù)噴管喉襯的熱環(huán)境特點(diǎn)，通過分析認(rèn)為，溫度、壓強(qiáng)和升壓過程和喉襯型面是模擬的關(guān)鍵參數(shù)。

在小發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)中，主要采取以下措施來保證這些參數(shù):(1)選用與全尺寸發(fā)動機(jī)相同或接近的推進(jìn)劑，重點(diǎn)保證燃溫和含鋁量相同;(2)燃燒室壓強(qiáng)與全尺寸發(fā)動機(jī)一致;(3)通過調(diào)整自由容積和點(diǎn)火藥量來保證點(diǎn)火升壓速率與全尺寸發(fā)動機(jī)的接近;(4)喉襯設(shè)計(jì)中保留了全尺寸發(fā)動機(jī)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(nèi)型面與全尺寸發(fā)動機(jī)的幾何相似。通過數(shù)值模擬方法計(jì)算了全尺寸發(fā)動機(jī)喉部斷裂處靜壓約為2.9 MPa，縮比發(fā)動機(jī)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(fā)動機(jī)改造后的縮比試驗(yàn)發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示。

圖2 縮比發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)簡圖Fig.2 Sketch of subscale test motor

在縮比設(shè)計(jì)中，喉襯結(jié)構(gòu)做到完全縮比不現(xiàn)實(shí)，因?yàn)榭s比后的燒蝕環(huán)尾部厚度太薄，破壞了C/C復(fù)合材料的結(jié)構(gòu)完整性。因此，設(shè)計(jì)時在燒蝕環(huán)處進(jìn)行了局部加厚。由于縮比后的喉部件和燒蝕環(huán)件尺寸較小，將喉部和燒蝕環(huán)設(shè)計(jì)成一個整體，圖3為縮比喉襯示意圖。

試驗(yàn)采用的推進(jìn)劑為與全尺寸發(fā)動機(jī)接近的單根端面燃燒的復(fù)合推進(jìn)劑，含鋁量17%，燃?xì)鉁囟葹? 327 K，流量約為1.13 kg/s?？己嗽囼?yàn)中，縮比件選用了與全尺寸發(fā)動機(jī)相同的三向繞紗C/C復(fù)合材料。試驗(yàn)的燃燒室壓強(qiáng)-時間曲線如圖4所示，最大壓強(qiáng)為19.05 MPa，最小壓強(qiáng)為 14.8 MPa，工作平均壓強(qiáng)為17.5 MPa，工作時間約為 6.3 s，平均點(diǎn)火升壓速率與全尺寸發(fā)動機(jī)較接近。

圖3 喉襯結(jié)構(gòu)簡圖Fig.3 Sketch of throat insert

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

試驗(yàn)后喉襯照片如圖5所示。由圖5可看出，在喉襯擴(kuò)張段尾部發(fā)生了環(huán)向斷裂現(xiàn)象，且斷裂處有明顯的燒蝕痕跡，說明斷裂發(fā)生在發(fā)動機(jī)工作過程中，而不是試驗(yàn)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?？s比試驗(yàn)中出現(xiàn)的斷裂部位與全尺寸發(fā)動機(jī)燒蝕環(huán)斷裂位置比較一致，斷裂的外觀形貌也較為接近。

圖5 試驗(yàn)后的喉襯照片F(xiàn)ig.5 Photo of throat insert after test

試驗(yàn)結(jié)果表明，縮比試驗(yàn)在一定程度上能模擬全尺寸發(fā)動機(jī)噴管喉襯處熱載荷，驗(yàn)證了考核試驗(yàn)方法的有效性。

3 材料對比考核試驗(yàn)

針對2種備選的C/C復(fù)合材料在相同工作條件下進(jìn)行了抗熱震性能對比試驗(yàn)。試驗(yàn)狀態(tài)參數(shù)及燒蝕情況如表1所示，試驗(yàn)后的喉襯照片如圖6所示。

表1 試驗(yàn)狀態(tài)參數(shù)及結(jié)果Table 1 Test condition parameters and test results of different throat-insert

圖6 試驗(yàn)后C/C喉襯照片F(xiàn)ig.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(fā)生斷裂破壞現(xiàn)象，但在擴(kuò)張段尾部有細(xì)微的環(huán)向裂痕。從圖6(b)可看出，炭布-穿刺C/C材料喉襯也沒有發(fā)生斷裂失效，仔細(xì)查看內(nèi)外表面未見裂紋?？煽闯?，在相同的熱載荷環(huán)境中，2種備選喉襯材料的抗熱震性都明顯優(yōu)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(yōu)于無緯布-穿刺C/C材料。試驗(yàn)結(jié)果也再次證明，全尺寸發(fā)動機(jī)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(fā)動機(jī)在工作時間內(nèi)，噴管喉襯內(nèi)外壁面較大的瞬態(tài)熱梯度產(chǎn)生了較大的熱應(yīng)力，由于喉襯擴(kuò)張段尾部的燒蝕環(huán)厚度較薄，成為喉襯設(shè)計(jì)中的薄弱環(huán)節(jié)，最終發(fā)生了斷裂破壞的故障?？赏ㄟ^選用抗熱震性能更好的喉襯材料，或增加燒蝕環(huán)的厚度避免故障的發(fā)生。

4 結(jié)論

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

(2)驗(yàn)證了某型發(fā)動機(jī)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(huán)厚度的改進(jìn)意見。

(3)對2種C/C材料進(jìn)行了抗熱震性能的對比試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，2種材料的抗熱震性能明顯優(yōu)于故障發(fā)動機(jī)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(yōu)于無緯布-穿刺C/C材料。

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