2018, Vol. 39
2. 西北工业大学，航天学院，陕西 西安 710072
2. College of Astronautics, Northwestern Polytechnical University, Xi'an 710072, China
随着战术导弹向高机动、强突防方向发展，固体发动机在工作过程中将承受复杂的过载作用，过载会导致发动机内部两相流中的凝相粒子流产生聚集、偏转等现象，对局部已暴露绝热层形成严重的冲刷并引起烧蚀加剧，这对新型抗烧蚀绝热材料提出了紧迫的研制需求，对高裕度内绝热结构设计方法提出了更高要求[1~3]。EPDM橡胶材料具有本体密度低、热解温度高、吸热值大、老化性能好、力学性能优异等诸多优点，已应用于多型固体火箭发动机，尤其在复合材料壳体发动机上应用更为广泛[4~7]。
目前，由于对绝热层烧蚀机理认识不清，建立科学的设计理论和预示方法是比较困难的，绝热结构设计主要依据发动机地面试验结果。因此，针对新研制的发动机，难免会发生因绝热层裕度不够而导致烧穿现象的发生。近年来，因绝热层失效而导致飞行失利的例子时有发生，过载条件下的绝热结构设计再次成为新型固体发动机研制过程中的“拦路虎”，严重制约了发动机研制进度和性能水平的提高[8]。
过载对绝热层烧蚀的影响，国、内外主要集中在流场数值模拟，地面模拟过载试验，绝热层烧蚀模型等三方面开展工作，并取得了一定研究成果[9~11]。过载流场计算法，成本低，结合现有高性能计算机平台，基本能够实现各种飞行工况下全尺寸发动机内外流场模拟，但缺乏准确的燃烧室凝相粒子初始分布参数、粒子碰撞模型以及流场结果表征绝热层烧蚀的方法。因此，结果只能起到对发动机烧蚀区域的预示作用，不能精准预示绝热层的烧蚀阈值，随着相关专业发展，存在精度提升的空间。考核绝热层烧蚀性能的主要试验研究方法有氧乙炔烧蚀试验、喉衬抗粒子剥蚀试验、地面离心试验、地面旋转模拟过载试验以及地面收敛-转折装置模拟过载试验等。其中氧乙炔烧蚀试验与喉衬抗粒子剥蚀试验不具有高温、高压和低速的燃气环境，只能根据绝热材料的烧蚀机理，大致确定出氧化性气氛的环境和在适当距离下的速度、角度及粒子含量，试验结果只能起到对绝热材料的筛选作用。地面旋转模拟过载试验会引入哥氏加速度，并且由于牵连运动带来的加速度和横向过载量级相当[12]。西北工业大学李江等提出了地面模拟高过载试验原理并设计实验装置开展了系列试验研究，形成了过载下绝热材料的地面试验方法[13~15]。
本文以战术发动机在飞行过载中绝热层异常加剧为对象，采用地面近似模拟飞行过载试验装置，针对三元乙丙绝热材料TI117开展了试验研究与分析，获得了本材料在多工况下的烧蚀特性，分析了影响材料烧蚀性能主要因素。
2 试验发动机原理与装置介绍地面模拟过载试验装置由燃烧室、收敛段、调节环、试验段、绝热层试件和喷管组成，如图 1所示。工作原理：两相燃气从燃气发生器流出，经过收敛段，颗粒向中心汇聚，通过调节收缩通道的几何结构(收敛角、出口面积等)以及转折段的角度，聚集后的高浓度颗粒流以一定角度冲刷绝热层试件，来模拟真实发动机在过载条件的颗粒冲刷状态，如图 2所示。
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Fig. 1 Sketch map of test motor |
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Fig. 2 Sketch map of particle erosion insulation |
通过使用不同直径的调节环和不同角度的试验段，可获得不同的粒子冲刷参数(主要包括冲刷速度、聚集浓度和冲刷角度)。流场计算分析表明，通过不同调节环直径Dt(40mm，42.5mm，45mm，50mm，60mm，70mm，80mm)和不同试验段角度θ(30°，45°，60°)的匹配，可实现不同的颗粒冲刷速度vp(11~42m/s)，聚集浓度ρp(19.34~64kg/m3)和冲刷角度α(18°~60°)。
3 试验结果及分析 3.1 烧蚀数据处理 3.1.1 试件网格划分及测量通过仿真分析可以得到绝热材料试件表面的冲蚀部位，试验前需要对绝热材料的厚度进行测量。考虑原始材料可能存在厚度不均，为便于测量，在试件表面进行了网格划分，在试件背面用记号笔及直尺进行网格划分标点(粒子流冲刷区域进行必要的加密)，沿气流方向网格尺度不大于10mm，加密区不大于5mm，垂直于气流方向网格尺度不大于5mm，如图 3所示，采用精度为0.01mm的数字测厚仪测厚。烧蚀试验后，清理试件烧蚀表面炭化层，采用同样的方法测出对应点的厚度以及试件重量。
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Fig. 3 Schematic diagram of measured points |
线烧蚀率r是用来衡量绝热材料烧蚀性能的关键指标，对于表面无明显凹坑的试件，将试件背面中心纵轴上所有点的烧蚀前、后差值和时间作平均所得到的即为线烧蚀率；对于表面出现明显凹坑时，将烧蚀前基体平均厚度与烧蚀后基体最小厚度之差与工作时间的比值作为线烧蚀率。物理意义为绝热层被炭化的厚度(包括被剥蚀的厚度和残留在表面的炭化层的厚度)。
3.2 烧蚀性能分析针对HTPB三组元推进剂，EPDM材料TI117，开展了不同试验角度θ(30°，45°，60°)、不同调节环Dt(40mm，45mm，50mm，60mm，70mm)下的15发试验，结果如表 1所示。其中试验5绝热层试件烧穿，数据视为无效，只供定性分析使用，其余试验数据均有效。
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Table 1 Statistics ablation rate of TI117 insulation |
对应试验1~4，随着调节环直径Dt(70mm→60mm→50mm→45mm)的减小，粒子流的聚集程度增强，主要表现为粒子聚集浓度ρp(23.4kg/m3→29.67kg/m3→49.58kg/m3→60.28kg/m3)和粒子冲刷速度vp(18m/s→20m/s→31m/s→37.5m/s)这两个参数的同步增加，共同作用下线性烧蚀率增大较为明显，尤其表现在调节环直径由50mm→45mm之间，烧蚀率增大极为明显，并且在调节环直径为50mm时出现了转捩点，见图 4所示。
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Fig. 4 Ablation rate change with vp and ρp(θ=30°) |
对比分析TI117在30°试验角度、4种不同调节环尺寸下的烧蚀型面可以看出：随着速度与浓度的共同增加，材料烧蚀后的凹坑越加明显，凹坑在轴向位置也基本一致，见图 5所示。
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Fig. 5 Ablation curve change with Dt(θ=30°) |
对应试验5~10，随着调节环直径的减小，主要表现为粒子聚集浓度和冲刷速度协同增加，二者共同作用下使线性烧蚀率大幅增加。当调节环直径由50mm减小至40mm时，烧蚀率增大极为明显，并且在调节环直径为50mm时出现了拐点，见图 6。
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Fig. 6 Ablation rate change with vp and ρp(θ=45°) |
对比分析TI117在45°试验角度、6种不同调节环规格下的烧蚀型面，随着速度与浓度的共同增加，材料烧蚀后的凹坑越加明显，凹坑在轴向位置也基本一致，见图 7所示。
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Fig. 7 Ablation curve change with Dt(θ=45°) |
对应试验11~15，随着调节环直径由80mm逐步减小到45mm，粒子流的聚集程度显著增强，主要表现为粒子聚集浓度由22.66kg/m3上升至49.11kg/m3，粒子冲刷速度由11m/s增大至32.5m/s，材料线性烧蚀率不断增大，且在调节环直径为60mm时出现了一个较弱拐点，见图 8所示。
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Fig. 8 Ablation rate change with vp and ρp(θ=60°) |
对比分析TI117在60°试验角度、5种不同调节环规格下的烧蚀型面，随着速度与浓度的共同增加，材料烧蚀后的凹坑越加明显，见图 9所示。
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Fig. 9 Ablation curve change with Dt(θ=60°) |
分析表 1的数据研究TI117绝热材料线烧蚀率与颗粒冲刷状态参数间的关系，从图 10(a)中可以看出，当浓度超过某一阈值后，线烧蚀率对颗粒浓度的变化极为显著。图 10(b)显示了颗粒冲刷速度对烧蚀率的影响曲线，三者的变化规律基本一致，均随着速度增加而增加。当速度低于28m/s左右时，炭化烧蚀率随速度变化缓慢，而当速度大于该值时，炭化烧蚀率急剧上升。说明存在某个临界值，冲刷速度一旦超过临界值，炭化烧蚀率会随着速度增加而剧烈变化。而在本试验研究中，30°下临界值为31m/s左右，45°下临界值为28m/s左右，60°下临界值为21m/s左右，综合考虑该材料在粒子冲刷下的速度临界值为28m/s左右。
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Fig. 10 Ablation rate change with ρp and vp |
当调节环直径一定时，速度和浓度基本保持一致，因此可单独分析角度变化对烧蚀率的影响。图 11为各工况下TI117绝热层材料炭化烧蚀率随冲刷角度的趋势图，可看出，当速度低于28m/s左右时，炭化烧蚀率随角度变化缓慢，而当速度达到36m/s左右时，随着角度的增加，炭化烧蚀率急剧上升。说明当速度大于临界值时，角度对烧蚀率的影响不能忽略。分析认为，当炭化层开始形成疏松的结构时，材料的强度大大减弱，当凝相粒子的冲刷速度超过了材料的强度极限，即达到临界值时，机械侵蚀就会以脆性材料的剪切磨损和断裂磨损的形式出现，甚至大量聚集形成铝液球粘附在绝热材料表面形成烫伤磨损效应(选用ϕ40mm的调节环均能在烧蚀凹坑最严重处发现有聚集态颗粒的存在)，加剧了炭化层的退移速率，即炭化烧蚀率增大。而只有当冲刷速度达到此临界值时，角度的影响也才开始突显出来。从图 12也可以看出，当速度增大时，角度对烧蚀率的影响急剧上升。当冲刷角度为45°时，这种效应最强，主要表现为剪切破坏。
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Fig. 11 Ablation rate change with α(when Dt is a fixed value) |
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Fig. 12 Ablation rate change with α |
结合表 1中的试验8，通过补充试验16，开展了同等状态下不同工作压强对TI117绝热材料的烧蚀影响分析，烧蚀结果见表 2所示。试验8和试验16为TI117材料在发动机调节环直径50mm，弯管角度45°状态下，不同压强环境下的烧蚀对比试验，试验8平均压强为6.34MPa，最大压强为7.85MPa，试验16平均压强为5.18MPa，最大压强为6.45MPa。
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Table 2 Comparison of ablation rate |
烧蚀型面对比见图 13，可以看出粒子流冲刷形成的凹坑位置沿气流方向在轴向距离基本一致。对比分析两种压强下的绝热层烧蚀型面，调节环40mm下，烧蚀坑的整体形貌呈深V形，下坡段形貌基本一致，上坡段形貌受压强影响较为显著，高压强下烧蚀更为严重。调节环50mm下，试件基体表面均有一较弱凹坑出现，高压下烧蚀略高于低压。
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Fig. 13 Ablation curve change with pmax(Dt=50mm) |
根据流体力学相关知识，假定把发动机内腔视为一个封闭的空腔，在介质温度和介质物性参数不变的条件下，可知压强决定了燃烧室介质总量，介质总量与工作压强呈正相关性；当流体介质的流动速度为一定值，介质总量一定程度反应了凝相粒子含量的变化，即本质表现为粒子浓度的增加。因此，分析认为在其它参数基本一定条件下，一定幅度内压强的变化引起粒子浓度的变化对绝热层烧蚀的影响不显著。
3.5 纤维铺设方向对绝热材料烧蚀影响分析研究结果表明，三元乙丙绝热层中纤维的铺设方向会对绝热层力学性能产生影响[16]。为此，针对TI117绝热层，通过补充试验17和试验18，开展了不同纤维铺设方向对绝热层烧蚀性能的影响分析。纤维垂直出片方向如图 14(a)所示，平行出片方向如图 14(b)所示。
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Fig. 14 Different fiber layer modes |
不同纤维铺设方向下，烧蚀率与烧蚀型面对比分别见表 3与图 15。可以看出两种纤维铺设方式下绝热层烧蚀率基本一致，粒子流冲刷形成的凹坑位置沿气流方向在轴向距离基本一致，凹坑形貌也基本一致。分析认为，不同纤维铺设方向形成的绝热层试件在力学性能存在一定差异性如表 4所示，但对烧蚀性能影响并不显著。
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Table 3 Ablation rate change with Fiber direction |
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Fig. 15 Ablation curve change with Fiber direction |
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Table 4 Comparison of physical properties TI117 insulation |
用扫描电镜观察了三种典型状态下试件表面冲刷区，如图 16所示，可以看出：在弱冲刷状态下，形成的炭化层表面较为平整，可看到孔隙结构，纤维脉络清晰，空隙中含有絮状物残留，能谱分析表明絮状物主要为芳纶纤维，见图 16(a)。粒子沉积状态下，炭化层表面较为粗糙，而且附着有大量大尺寸球形粒子，能谱分析表明主要是Al2O3粒子，见图 16(b)。一方面这些大尺寸粒子的冲刷，会造成对炭化层表面机械破坏程度的加剧，另一方面大量粒子的附着可能会增大绝热层表面的热流密度，这两方面的因素可能是粒子沉积条件下绝热层烧蚀加剧的主要原因。而强冲刷条件下，炭化层表面致密而平整，有大量小粒径粒子附着。说明强冲刷条件下，粒子速度较高，不易在表面附着，见图 16(c)。
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Fig. 16 Different fiber layer modes |
过载下发动机绝热层的烧蚀与两方面因素有关，一是热化学烧蚀，二是粒子侵蚀引起的烧蚀，根据工程研制经验，可以采用以下公式表示
| ${r_{{\rm{max}}}} = {r_0} + a\rho {}_{\rm{p}}^{{n_1}}v_{\rm{p}}^{{n_2}}{\left( {{\rm{sin}}\alpha } \right)^{{n_3}}}$ | (1) |
式中rmax为试验条件下绝热层的最大线性烧蚀率，r0为绝热层热化学烧蚀率，可以通过地面试车获得，ρp为颗粒聚集冲刷浓度；vp为颗粒冲刷速度；α为颗粒冲刷角度，系数a与指数n1, n2, n3为要回归的未知数，通过多元回归即可确定以上四个参数。
利用试验测试获得的数据，可以得到弱冲刷和强冲刷条件下的烧蚀率公式：
弱冲刷状态下(vp≤28m/s)
| $r = {r_0} + 0.01292 \times \rho _{\rm{p}}^{0.9415} \times v_{\rm{p}}^{0.0532} \times {\left( {{\rm{sin}}\alpha } \right)^{0.486}}$ | (2) |
强冲刷状态下(vp > 28m/s)
| $r = {r_0} + 1.117 \times {10^{ - 3}} \times \rho _{\rm{p}}^{0.8834} \times v_{\rm{p}}^{0.9165} \times {\left( {{\rm{sin}}\alpha } \right)^{0.486}}$ | (3) |
式(2)适用于粒子浓度19~33kg/m3，粒子冲刷速度18~28m/s，冲刷角度22°~58°；式(3)适用于粒子浓度39~61kg/m3，粒子冲刷速度28~38m/s，冲刷角度29°~60°。
4 结论(1) 针对三元乙丙绝热层材料TI117，存在速度转捩点vcri=28m/s，当粒子流速度小于vcri时，粒子浓度、速度和角度对绝热层炭化烧蚀影响较小，而当冲刷速度大于vcri时，线性烧蚀率随速度的增加增幅较快，角度的影响也显著。
(2) 当发动机其它工作参数一定条件下，一定幅度内压强变化引起的粒子流参数变化对绝热层烧蚀影响不显著。
(3) 相同内弹道环境下，不同纤维铺设方向形成的绝热层试件在力学性能存在一定差异，但对烧蚀性能影响不显著，严酷条件下垂直方向优于平行方向。
(4) 通过多元线性回归，获得了三元乙丙绝热层材料TI117在两种粒子流冲刷状态下的烧蚀预示模型。
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