楊 巖，王朝暉，李 偉，王 松，王曉麗，謝 恒

(1. 北京航天動力研究所，北京100076； 2. 國防科技大學(xué)，長沙410073)

1 引言

載人登月及深空探測對上面級氫氧發(fā)動機(jī)比沖提出了更高的要求。 為提高發(fā)動機(jī)比沖，必須采用大面積比噴管，但同時(shí)會使結(jié)構(gòu)增重，導(dǎo)致發(fā)動機(jī)推質(zhì)比下降。 因此，對于先進(jìn)上面級發(fā)動機(jī)在增大噴管面積比的同時(shí)，需使用耐高溫性能更好和密度更低的噴管材料。

連續(xù)碳纖維增韌炭基體(C/C)復(fù)合材料和陶瓷基體復(fù)合材料(C/SiC)具有耐高溫、抗燒蝕、比強(qiáng)度和比模量高、低密度(1.7 ～2.1 g/cm3，密度僅為金屬材料的20%左右)等優(yōu)點(diǎn)，正逐步取代傳統(tǒng)金屬材料，成為輕質(zhì)化結(jié)構(gòu)和防熱結(jié)構(gòu)的主要材料。 對于氫氧發(fā)動機(jī)大面積比噴管，采用復(fù)合材料可使噴管重量大大降低，同時(shí)省去了復(fù)雜的冷卻結(jié)構(gòu)和冷卻用介質(zhì)，可同步提高發(fā)動機(jī)比沖和推質(zhì)比。

美國RL10B-2 發(fā)動機(jī)采用大尺寸可延伸C/C 復(fù)合材料噴管，從上到下分為A/B/C 三段，A段與推力室連接固定，B/C 段在飛行過程中展開，展開后噴管面積比高達(dá)285，出口直徑高達(dá)2136 mm，真空比沖466 s，目前已成功通過多次飛行試驗(yàn)考核[1]。 Vinci 發(fā)動機(jī)作為另一款先進(jìn)低溫上面級發(fā)動機(jī)，同樣采用了大尺寸復(fù)合材料噴管方案，與RL10B-2 發(fā)動機(jī)相同，采用了三段式可延伸噴管，區(qū)別在于其A 段采用C/SiC 復(fù)合材料替代C/C 復(fù)合材料，已通過鑒定級熱試車考核。 近年來，應(yīng)用于Ariane 6 火箭的Vinci 發(fā)動機(jī)簡化為兩段噴管，去掉了延伸機(jī)構(gòu)和延伸段噴管，雖然比沖性能略有下降，但結(jié)構(gòu)可靠性大大提高[2-3]。 目前，采用大面積比復(fù)合材料噴管已成為先進(jìn)上面級發(fā)動機(jī)的標(biāo)志之一。

國內(nèi)復(fù)合材料噴管主要應(yīng)用于固體火箭發(fā)動機(jī)、軌姿控發(fā)動機(jī)和超燃沖壓發(fā)動機(jī)上[4-6]。 2018年底，遠(yuǎn)征三號上面級5 kN 發(fā)動機(jī)使用C/SiC 復(fù)合材料噴管延伸段成功實(shí)現(xiàn)首飛，但其出口直徑僅600 mm。 基于常規(guī)火箭上面級發(fā)動機(jī)的大尺寸輕質(zhì)C/SiC 復(fù)合材料噴管尚未得到工程應(yīng)用[7-8]。 本文基于某上面級氫氧發(fā)動機(jī)，對噴管延伸段進(jìn)行改進(jìn)優(yōu)化，旨在提高發(fā)動機(jī)推質(zhì)比，提高發(fā)動機(jī)任務(wù)適應(yīng)性。

2 噴管設(shè)計(jì)方案

2.1 面積比選擇

根據(jù)熱力計(jì)算結(jié)果，某氫氧發(fā)動機(jī)噴管延伸段不同面積比處的燃?xì)鉁囟热鐖D1 所示。 從圖中可以看出，面積比20、30、40 處的燃?xì)鉁囟确謩e為1883 K、1717 K、1604 K。 受限于C/SiC 復(fù)合材料高溫抗氧化燒蝕性能，入口面積比不宜過小，否則噴管入口法蘭處熱環(huán)境過于惡劣，可能引起燒蝕進(jìn)而影響噴管強(qiáng)度[9]。 但同時(shí)入口面積比越小，對發(fā)動機(jī)的減重效果越明顯。 綜合考慮C/SiC 復(fù)合材料耐高溫性能及重量因素，噴管入口面積比取為30；考慮現(xiàn)有高空模擬試車條件，噴管出口面積比取為80。

2.2 型面方案

在傳統(tǒng)的發(fā)動機(jī)噴管型面設(shè)計(jì)上，主要采用最大推力噴管型面，使發(fā)動機(jī)的推力、性能達(dá)到最優(yōu)。

圖1 不同面積比處的燃?xì)鉁囟菷ig.1 Gas temperature in location of different area ratio

由于該發(fā)動機(jī)推力室出口面積比僅為7，因此在面積比7～30 之間設(shè)計(jì)了管束排放冷卻段噴管，采用液氫進(jìn)行排放冷卻，排放的氫氣對下游的C/SiC 復(fù)合材料噴管進(jìn)行氣膜冷卻。 該段型面仍沿用原最大推力型面。

對于面積比30～80 的C/SiC 復(fù)合材料噴管，考慮型面連續(xù)性及氣膜冷卻對噴管效率的影響，對該段噴管型面進(jìn)行了優(yōu)化，具體做法為：

1) 考慮氣膜冷卻氫的加入，在原最大推力無量綱型面的基礎(chǔ)上，考慮燃?xì)饪偭髁吭黾?，得到該段噴管原始型面?/p>

2) 考慮氣膜冷卻集合器高度，由管束冷卻段出口直徑加上集合器高度數(shù)值，得到C/SiC 復(fù)合材料噴管入口直徑，出口則按照面積比80 對應(yīng)位置確定。

2.3 總體方案

噴管小端與上游管束冷卻段采用法蘭連接，為使預(yù)制體成型方便，法蘭對接面與母線垂直。為避免切斷碳纖維，密封面未設(shè)計(jì)密封槽，利用螺栓預(yù)緊力實(shí)現(xiàn)密封。 為保證小端連接強(qiáng)度，對噴管小端進(jìn)行增厚處理，中間段均勻過渡，為避免噴管整體模態(tài)過低，在噴管大端通過局部增厚設(shè)置環(huán)向加強(qiáng)箍。 噴管整體結(jié)構(gòu)示意圖見圖2。

3 噴管生產(chǎn)工藝

3.1 生產(chǎn)工藝流程

C/SiC 復(fù)合材料噴管制備工藝流程主要包括芯模成型、預(yù)制體成型、纖維預(yù)處理、復(fù)合、機(jī)械加工等。

圖2 C/SiC 噴管結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure diagram of C/SiC nozzle

目前國內(nèi)外碳纖維預(yù)制體成型技術(shù)主要包括一維纏繞成型、三維編織成型以及三維針刺成型等技術(shù)方案。 一維纏繞成型方案的不足在于所得材料的層間結(jié)合強(qiáng)度弱，在發(fā)動機(jī)燃?xì)獾臒崃_擊載荷作用下，極易發(fā)生分層破壞；三維編織成型所得材料強(qiáng)度高，整體性強(qiáng)，但對于大尺寸噴管延伸段而言，其周期長，效率低，成本高；三維針刺成型技術(shù)克服了一維纏繞成型層間結(jié)合強(qiáng)度弱及三維編織工藝復(fù)雜等缺點(diǎn)，但存在最小壁厚的限制，目前國內(nèi)技術(shù)水平成型最小壁厚在4 mm 左右，減重效果不突出。

為進(jìn)一步實(shí)現(xiàn)C/SiC 復(fù)合材料噴管輕質(zhì)化，突出其減重效果，本文中的C/SiC 復(fù)合材料噴管預(yù)制體成型時(shí)采用特殊的偽三維縫合技術(shù)，該工藝能有效解決復(fù)合材料噴管延伸段三維編織成型工作量大、針刺成型加工難度大等問題，實(shí)現(xiàn)復(fù)合材料噴管內(nèi)外表面凈成型，產(chǎn)品最小壁厚可以控制到1.5 mm，相比RL10B-2 發(fā)動機(jī)復(fù)合材料噴管的最小壁厚2.3 mm，產(chǎn)品減重效果更突出。 采用該預(yù)制體成型方案的遠(yuǎn)征三號上面級發(fā)動機(jī)噴管已成功通過飛行試驗(yàn)考核[8]。 致密化工藝則選用液相先驅(qū)體浸漬裂解法(PIP 法)。 產(chǎn)品生產(chǎn)過程及各工序產(chǎn)品如圖3 所示。

3.2 力學(xué)性能測試

由于復(fù)合材料可設(shè)計(jì)性強(qiáng)，預(yù)制體成型以及致密化工藝方案等均對材料力學(xué)性能數(shù)據(jù)有直接影響。 為研究工藝方法對材料力學(xué)性能的影響，為后續(xù)產(chǎn)品結(jié)構(gòu)模態(tài)分析提供支撐，在C/SiC 噴管生產(chǎn)過程中，采用同樣工藝方法生產(chǎn)了隨爐試樣，分別在常溫和1800 K下對隨爐試樣的力學(xué)性能進(jìn)行測試(圖4)。

圖3 C/SiC 噴管中間產(chǎn)品Fig.3 Mid-products of C/SiC nozzle

圖4 力學(xué)性能測試Fig.4 Test of mechanical properties

常溫力學(xué)性能實(shí)測值與文獻(xiàn)[10]中復(fù)合材料力學(xué)性能對比如表1 所示，從表中可以看出：采用偽三維縫合工藝和液相先驅(qū)體浸漬裂解生產(chǎn)得到的C/SiC 復(fù)合材料彎曲強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度分別為398 MPa 和201 MPa，對應(yīng)彈性模量分別為66 GPa和70 GPa。 相比文獻(xiàn)中數(shù)據(jù)，復(fù)合材料力學(xué)性能得到明顯提高。

表1 力學(xué)性能測試結(jié)果Table 1 Results of mechanical property test

4 噴管模態(tài)分析

火箭發(fā)射和飛行過程中，振動環(huán)境極為惡劣。最典型的是長征二號F 捆綁式運(yùn)載火箭箭體結(jié)構(gòu)縱向振動和液體管路輸送系統(tǒng)的耦合振動(POGO)，其模態(tài)頻率約為8 Hz[11]。 為避免發(fā)動機(jī)噴管延伸段結(jié)構(gòu)模態(tài)與箭體模態(tài)發(fā)生耦合共振，在發(fā)動機(jī)噴管延伸段結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)必須對其動力學(xué)特性進(jìn)行充分校核。

通常大尺寸薄壁結(jié)構(gòu)件模態(tài)頻率較低，本文設(shè)計(jì)的C/SiC 復(fù)合材料噴管質(zhì)量僅為18 kg，出口直徑約1060 mm，大端最薄處僅1.5 mm，其動力學(xué)穩(wěn)定性問題更為突出。 為研究其在工作過程中的動力學(xué)穩(wěn)定性，利用有限元分析軟件對設(shè)計(jì)的C/SiC 復(fù)合材料噴管自由模態(tài)進(jìn)行仿真分析。

4.1 模態(tài)仿真結(jié)果

噴管前六階模態(tài)振型如圖5 所示。 從圖中可以看出：一階振型為兩瓣呼吸模態(tài)，頻率為26.941 Hz；二階振型為三瓣呼吸模態(tài)，頻率為49.158 Hz；三階振型為四瓣呼吸模態(tài)，頻率為70.662 Hz；四階振型為五瓣呼吸模態(tài)，頻率為101.06 Hz；五階振型為兩瓣呼吸模態(tài)，頻率為119.71 Hz，但相比一階模態(tài)，主要為小端變形；六階振型為六瓣呼吸模態(tài)，頻率為143.19 Hz。 仿真結(jié)果得到的最低呼吸頻率為26.941 Hz，可以避開箭體8 Hz 頻率，證明采用本文設(shè)計(jì)加工的輕質(zhì)C/SiC 復(fù)合材料噴管固有頻率較高。

圖5 C/SiC 噴管前六階模態(tài)振型Fig.5 The first 6th modal shape of C/SiC nozzle

4.2 材料性能參數(shù)對噴管模態(tài)的影響

不同預(yù)制體成型方案對材料力學(xué)性能參數(shù)影響較大，根據(jù)國內(nèi)現(xiàn)有技術(shù)水平，采用三維針刺成型的材料，其彈性模量約30 GPa，通過改善致密化程度可提高至40 GPa 左右，而國內(nèi)C/SiC 復(fù)合材料研制早期，材料彈性模量僅為17 GPa。 本文中噴管預(yù)制體采用偽三維縫合工藝成型，根據(jù)力學(xué)性能測試結(jié)果，其彈性模量達(dá)到了70 GPa。

為研究彈性模量對噴管模態(tài)頻率的影響，在4.1 節(jié)計(jì)算的基礎(chǔ)上，僅改變彈性模量，對噴管前六階模態(tài)進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖6 所示。 從圖中可以看出，前六階模態(tài)頻率均隨彈性模量增加呈現(xiàn)近似線性增長。 當(dāng)材料彈性模量設(shè)置為15 GPa時(shí)，計(jì)算得到噴管一階模態(tài)頻率僅為11.189 Hz，該頻率與箭體結(jié)構(gòu)頻率較近，在飛行中易出現(xiàn)耦合共振風(fēng)險(xiǎn)。 材料彈性模量設(shè)置為45 GPa時(shí)，計(jì)算得到的一階呼吸頻率為20.05 Hz，略高于國內(nèi)某上面級發(fā)動機(jī)金屬噴管一階呼吸頻率，該金屬噴管已經(jīng)過上百次飛行考核。 因此從發(fā)動機(jī)可靠性角度考慮，對于面積比30 ～80 的上面級氫氧發(fā)動機(jī)噴管，其基體材料彈性模量建議不低于45 GPa。

圖6 彈性模量對模態(tài)頻率的影響Fig.6 Effect of elastic modulus on modal frequency

通過上述分析認(rèn)為在C/SiC 復(fù)合材料噴管成型工藝上，應(yīng)盡可能選擇有利于提高材料彈性模量的縫合工藝方案。 如采用三維針刺成型方案，應(yīng)通過提高材料致密度等方法提高其彈性模量。

4.3 噴管結(jié)構(gòu)形式對模態(tài)的影響

為提高發(fā)動機(jī)可靠性，避免與箭體模態(tài)頻率發(fā)生耦合共振，在噴管結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡可能提高其一階模態(tài)頻率。 結(jié)合預(yù)制體成型工藝，本文在C/SiC 噴管結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)考慮采取大端增厚(圖7(a))和大端設(shè)置翻邊(圖7(b))2 種方案來增強(qiáng)其動力學(xué)穩(wěn)定性，分別對以上2 種方案進(jìn)行模態(tài)仿真計(jì)算，結(jié)果見表2 所示。

圖7 噴管出口增強(qiáng)方案Fig.7 Reinforcement scheme of nozzle outlet

表2 結(jié)構(gòu)增強(qiáng)形式對噴管模態(tài)頻率的影響Table 2 Effect of reinforcement scheme on nozzle modal frequency /Hz

從表2 可以看出，對于噴管大端增厚方案，其一階/二階模態(tài)頻率基本相當(dāng)，三～六階模態(tài)頻率均得到有效提高，通過大端增厚可提高噴管的三～六階模態(tài)頻率；而大端翻邊方案計(jì)算得到的各階模態(tài)頻率均得到有效提高，其中一階模態(tài)頻率提升約3 Hz，效果明顯。

5 結(jié)論

1) 結(jié)合C/SiC 復(fù)合材料噴管預(yù)制體及致密化工藝，綜合考慮燃?xì)鉄岘h(huán)境、噴管效率以及結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，對噴管結(jié)構(gòu)進(jìn)行了詳細(xì)優(yōu)化設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)得到的C/SiC 噴管最小壁厚為1.5 mm，結(jié)構(gòu)質(zhì)量僅為18 kg，相比螺旋管束式排放冷卻噴管減重約55%；

2) 本文采用偽三維縫合工藝進(jìn)行預(yù)制體成型得到的C/SiC 噴管， 其一階模態(tài)頻率為26.941 Hz，與采用三維針刺成型工藝的噴管相比，一階模態(tài)頻率得到明顯提高；

3) 材料彈性模量對噴管模態(tài)頻率影響較大，大尺寸輕質(zhì)C/SiC 復(fù)合材料噴管成型工藝選擇時(shí)，應(yīng)盡可能選擇有利于提高材料彈性模量的工藝方案；

4) 大端翻邊方案比大端增厚方案得到的噴管一階固有頻率高約5 Hz，改進(jìn)優(yōu)化效果明顯。后續(xù)對于大尺寸輕質(zhì)復(fù)合材料噴管設(shè)計(jì)，可以通過翻邊形式來改善其動力學(xué)穩(wěn)定性。