丁兆波 王 玨

氫氧推力室內(nèi)壁用銅合金疲勞及蠕變性能研究

丁兆波1王 玨2

（1. 北京航天動(dòng)力研究所，北京 100076；2. 中國(guó)運(yùn)載火箭技術(shù)研究院，北京 100076）

為了獲得氫氧推力室內(nèi)壁用鋯銅CuZr0.15和銀鋯銅CuAg3Zr0.5的低周疲勞特性、蠕變特性和冷熱疲勞特性，對(duì)比試驗(yàn)研究了在不同溫度和應(yīng)力應(yīng)變水平下的兩種材料。試驗(yàn)結(jié)果表明，銀鋯銅在相同的控制應(yīng)力條件下比鋯銅具有更長(zhǎng)的疲勞壽命；而在相同的控制應(yīng)變條件下，鋯銅的疲勞壽命高于銀鋯銅；在相同應(yīng)力條件下，銀鋯銅的蠕變總應(yīng)變和殘余應(yīng)變均高于鋯銅，其抗蠕變損傷性能稍遜于CuZr0.15；在同等熱震試驗(yàn)條件下，兩種合金的抗拉強(qiáng)度均隨熱震次數(shù)的增加出現(xiàn)小幅下降。相關(guān)研究結(jié)果可為分析推力室內(nèi)壁裂紋失效機(jī)理，預(yù)估推力室內(nèi)壁的使用壽命，優(yōu)化冷卻通道設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

氫氧推力室；銅合金內(nèi)壁；低周疲勞；高溫蠕變；熱震試驗(yàn)

1 引言

大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力室由于室壓高、熱流大、內(nèi)壁熱防護(hù)非常關(guān)鍵。國(guó)外的SSME、Vulcain和國(guó)內(nèi)的YF-XX等高壓發(fā)動(dòng)機(jī)在多次熱試驗(yàn)后，在燃燒室內(nèi)壁喉部及上游收斂段處均出現(xiàn)了不同程度的裂紋[1，2]。內(nèi)壁裂紋破壞成為推力室壽命增長(zhǎng)的主要制約因素，國(guó)內(nèi)外的研究情況表明，低周疲勞和高溫蠕變是造成內(nèi)壁裂紋破壞的主要原因[3]。在通道許用壓降和深寬比加工能力受限，以及隔熱涂層和邊區(qū)低混合比對(duì)燃燒穩(wěn)定性影響程度不明確的情況下，采用疲勞性能更好的內(nèi)壁材料（如銀鋯銅）是提高內(nèi)壁低周疲勞壽命的最有效措施[4]。

上世紀(jì)70年代NASA路易斯研究中心開(kāi)展了Amzirc（鋯銅）、NARloy Z（銀鋯銅）等六種推力室內(nèi)壁候選材料的物理和機(jī)械性能實(shí)驗(yàn)，給出了周期應(yīng)力-應(yīng)變曲線和低周疲勞壽命曲線[5]。后續(xù)又進(jìn)行了OFHC、Amzirc和NARloy-Z三種內(nèi)壁材料的圓柱形氫氧推力室的低周熱疲勞試驗(yàn)，熱試結(jié)果表明三種內(nèi)壁材料中NARloy-Z具有最好的循環(huán)壽命[6]。

國(guó)內(nèi)氫氧推力室內(nèi)壁普遍采用鋯銅材料，而國(guó)外的SSME、RS-68系列、J-2X、Vulcain系列和LE-7系列等大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力室內(nèi)壁普遍采用了銀鋯銅材料，熱試車(chē)結(jié)果表明其循環(huán)壽命顯著高于采用鋯銅材料的國(guó)內(nèi)某型號(hào)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)[7]。國(guó)內(nèi)江蘇科技大學(xué)的張超等探索研究了Cu-0.2Zr和Cu-3Ag-0.5Zr兩種銅合金的高溫蠕變機(jī)理[8]。

NASA格林研究中心近期又開(kāi)發(fā)出一種粉末冶金新材料GRCop-84，其化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）是：8%的鉻、4%的鈮和余量的銅，是一種彌散強(qiáng)化合金，具有優(yōu)異的導(dǎo)電、熱膨脹、強(qiáng)度和延展性。相比傳統(tǒng)銅合金，GRCop-84材料具有更優(yōu)異的抗蠕變和低周疲勞等性能[9]。

介紹了鋯銅和銀鋯銅材料的疲勞及蠕變性能對(duì)比試驗(yàn)研究情況，初步揭示了兩種材料的低周疲勞和高溫蠕變性能的變化規(guī)律。

2 鋯銅和銀鋯銅材料的性能對(duì)比試驗(yàn)研究

試驗(yàn)銅合金材料牌號(hào)分別為鋯銅CuZr0.15和銀鋯銅CuAg3Zr0.5，材料的最終熱處理為固溶—冷變形—時(shí)效處理。

2.1 應(yīng)力疲勞對(duì)比試驗(yàn)

應(yīng)力疲勞試驗(yàn)是在控制應(yīng)力比的條件下進(jìn)行，疲勞壽命取決于應(yīng)力幅或應(yīng)力場(chǎng)強(qiáng)度因子范圍。試驗(yàn)溫度分別選取600K、700K、750K、800K和850K五個(gè)參數(shù)，應(yīng)力分別選取150MPa和250MPa兩個(gè)參數(shù)，應(yīng)力比=-1進(jìn)行試驗(yàn)。應(yīng)力疲勞試樣采用《金屬軸向疲勞試驗(yàn)方法》GB3075所規(guī)定的6mm試樣，如圖1所示。應(yīng)力疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表1所示。

圖1 應(yīng)力疲勞試樣

表1 應(yīng)力疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)

對(duì)比分析表1數(shù)據(jù)，可以得出以下結(jié)論：

a. 在250MPa應(yīng)力水平下，CuAg3Zr0.5在600～700K溫度區(qū)間的應(yīng)力疲勞壽命明顯高于CuZr0.15；在150MPa應(yīng)力水平下，CuAg3Zr0.5在800～850K溫度區(qū)間的應(yīng)力疲勞壽命明顯高于CuZr0.15，如圖2所示。

圖2 不同應(yīng)力水平下疲勞壽命對(duì)比

圖3 不同應(yīng)力水平下的疲勞壽命隨溫度變化曲線

b. 在150MPa和250MPa應(yīng)力水平下，溫度對(duì)應(yīng)力疲勞壽命的影響如圖3所示，可以看出在相同應(yīng)力條件下，溫度的升高使疲勞壽命顯著降低。

2.2 應(yīng)變疲勞對(duì)比試驗(yàn)

應(yīng)變疲勞試驗(yàn)是在控制總應(yīng)變范圍，或者控制塑性應(yīng)變范圍條件下測(cè)定的疲勞壽命。試驗(yàn)溫度分別選取600K、700K和800K三個(gè)參數(shù)，應(yīng)變比=-1。應(yīng)變疲勞試樣采用《金屬軸向疲勞試驗(yàn)方法》GB3075所規(guī)定的7mm試樣，試樣基本外形結(jié)構(gòu)與圖1相似。應(yīng)變疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 應(yīng)變疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)

圖4 不同溫度下兩種合金的應(yīng)變疲勞壽命對(duì)比

對(duì)比分析表2、圖4數(shù)據(jù)，可以看出：

a. 在600～800K溫度區(qū)間內(nèi)，在相同的控制應(yīng)變條件下，CuZr0.15的應(yīng)變疲勞壽命高于CuAg3Zr0.5，這是因?yàn)橐_(dá)到相同的應(yīng)變量，CuZr0.15所需施加的應(yīng)力要小于后者；

b. 在600～800K溫度區(qū)間內(nèi)，CuAg3Zr0.5的應(yīng)變疲勞壽命隨溫度升高明顯下降，而CuZr0.15的壽命隨溫度升高略有提高。

2.3 高溫蠕變對(duì)比試驗(yàn)

蠕變?cè)囼?yàn)依據(jù)《金屬高溫拉伸蠕變?cè)囼?yàn)方法》HB5151—1996的檢測(cè)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行，試樣采用《金屬材料單軸拉伸蠕變?cè)囼?yàn)方法》GB/T2039—1997所規(guī)定的10mm試樣，如圖5所示。蠕變?cè)囼?yàn)溫度分別選取600K、700K、800K和900K四個(gè)參數(shù)。蠕變?cè)囼?yàn)數(shù)據(jù)如表3所示。

圖5 蠕變?cè)囼?yàn)試樣

表3 蠕變?cè)囼?yàn)數(shù)據(jù)

對(duì)比分析表3數(shù)據(jù)，可以看出：

a. 材料在蠕變過(guò)程中，溫度是影響其臨界工作應(yīng)力的一個(gè)重要因素。如圖6所示，CuZr0.15在700K時(shí)的臨界應(yīng)力在230～250MPa之間，而800K時(shí)的臨界應(yīng)力僅在120～160MPa之間，隨著蠕變溫度的升高，材料的蠕變臨界工作應(yīng)力顯著下降。

圖6 CuZr合金700K、800K下的蠕變應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖7 不同溫度、應(yīng)力水平下蠕變性能對(duì)比

b. 如圖7所示，在相同的溫度和應(yīng)力條件下，CuAg3Zr0.5的高溫蠕變殘余應(yīng)變高于CuZr0.15，可見(jiàn)其抗蠕變損傷性能稍遜于CuZr0.15。

2.4 冷熱疲勞對(duì)比試驗(yàn)

表4 熱震試驗(yàn)數(shù)據(jù)

圖8 材料性能隨熱震試驗(yàn)次數(shù)的變化曲線

冷熱疲勞試驗(yàn)采用熱震方法，即800K×20min+水淬，熱震次數(shù)分別為5次、10次、15次、20次、25次、30次，試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。試驗(yàn)結(jié)果表明，在同等熱震試驗(yàn)條件下，兩種合金的抗拉強(qiáng)度均隨熱震次數(shù)的增加呈現(xiàn)小幅下降，延伸率變化無(wú)明顯規(guī)律，在30次試驗(yàn)后有提升趨勢(shì),見(jiàn)圖8。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

a. 上述試驗(yàn)銀鋯銅材料在相同的控制應(yīng)力條件下比鋯銅具有更長(zhǎng)的疲勞壽命，與NASA的研究結(jié)果一致；而在相同的控制應(yīng)變條件下，銀鋯銅的疲勞壽命低于鋯銅，與NASA的研究結(jié)果不一致[3]。分析認(rèn)為不一致的主要原因在于二者試驗(yàn)所用銀鋯銅試樣的力學(xué)性能差異較大造成的。表5為上述試驗(yàn)所用試樣室溫力學(xué)性能與NASA的對(duì)比。上述試驗(yàn)所用鋯銅合金的各項(xiàng)性能指標(biāo)均與NASA較接近，而銀鋯銅合金的強(qiáng)度則顯著高于NASA數(shù)據(jù)，屈服強(qiáng)度接近2倍，延伸率尚不到NASA的50%。這就意味著要達(dá)到相同的應(yīng)變量，上述試驗(yàn)銀鋯銅試樣所需施加的應(yīng)力要顯著高于鋯銅，而NASA試驗(yàn)銀鋯銅試樣所需施加的應(yīng)力要顯著低于鋯銅，因此相同的控制應(yīng)變條件下循環(huán)壽命差異的主要原因在于屈服強(qiáng)度不同導(dǎo)致的應(yīng)力水平不同的影響。同時(shí)結(jié)合火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室的實(shí)際工作狀況，分析認(rèn)為，推力室內(nèi)壁應(yīng)該按控制應(yīng)力水平設(shè)計(jì)，銀鋯銅具有更好的疲勞壽命。

表5 室溫力學(xué)性能對(duì)比

b. 上述試驗(yàn)銀鋯銅的高溫蠕變總應(yīng)變和殘余應(yīng)變均高于鋯銅，與NASA的研究結(jié)果一致，但NASA銀鋯銅的循環(huán)壽命仍高于鋯銅[9]。分析認(rèn)為主要原因在于二者試驗(yàn)所用銀鋯銅試樣的延伸率差異較大造成的。NASA試驗(yàn)用銀鋯銅的延伸率比鋯銅好，相比鋯銅具有更長(zhǎng)的抗蠕變壽命。而上述試驗(yàn)所用銀鋯銅合金的延伸率顯著低于鋯銅合金，尚不足NASA銀鋯銅的50%。分析認(rèn)為為了提高推力室內(nèi)壁材料的抗蠕變循環(huán)壽命，內(nèi)壁材料應(yīng)該在具有適當(dāng)強(qiáng)度的同時(shí)，提高其延展性。

c. 上述冷熱疲勞試驗(yàn)結(jié)果與理論預(yù)期差別較大，未體現(xiàn)出溫度應(yīng)力對(duì)材料性能的影響。分析認(rèn)為主要原因在于冷熱疲勞試驗(yàn)?zāi)M條件與推力室實(shí)際工作過(guò)程差別較大，未模擬到內(nèi)壁的真實(shí)約束條件。實(shí)際工作過(guò)程中，推力室在預(yù)冷階段，內(nèi)壁溫從300K降到40K，由于內(nèi)壁熱膨脹系數(shù)高于外壁，內(nèi)壁的收縮被外壁約束，使內(nèi)壁面承受較大的切向拉應(yīng)力作用；在熱試車(chē)階段，外壁溫接近于冷卻劑溫度導(dǎo)致外壁收縮，而內(nèi)壁溫度急劇升高導(dǎo)致內(nèi)壁膨脹，由于外壁相對(duì)內(nèi)壁厚度大，屈服強(qiáng)度也大于內(nèi)，使得內(nèi)壁面受切向壓應(yīng)力；在關(guān)機(jī)后冷階段，內(nèi)壁因溫度降低而導(dǎo)致收縮，使內(nèi)壁受到切向拉應(yīng)力的作用。分析認(rèn)為冷熱疲勞試驗(yàn)除了模擬實(shí)際的溫度條件，還應(yīng)模擬內(nèi)壁的真實(shí)約束條件。

4 結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)鋯銅CuZr0.15和銀鋯銅CuAg3Zr0.5兩種材料在不同試驗(yàn)溫度和應(yīng)力應(yīng)變水平下的低周疲勞特性、蠕變特性和冷熱疲勞特性對(duì)比試驗(yàn)研究，在目前的試驗(yàn)條件下可以得到以下結(jié)論：

a. 銀鋯銅在相同的控制應(yīng)力條件下比鋯銅具有更長(zhǎng)的疲勞壽命；而在相同的控制應(yīng)變條件下，鋯銅的疲勞壽命高于銀鋯銅。實(shí)際推力室內(nèi)壁應(yīng)該按控制應(yīng)力水平設(shè)計(jì)，銀鋯銅具有更好的疲勞壽命。

b. 在相同應(yīng)力條件下，銀鋯銅的高溫蠕變總應(yīng)變和殘余應(yīng)變均高于鋯銅，其抗蠕變損傷性能稍遜于銀鋯銅。為了提高推力室內(nèi)壁銀鋯銅材料的抗蠕變循環(huán)壽命，應(yīng)該在具有適當(dāng)強(qiáng)度的同時(shí)，提高其延展性。

c. 在目前的熱震試驗(yàn)條件下，兩種合金的抗拉強(qiáng)度均隨熱震次數(shù)的增加呈現(xiàn)小幅下降。但試驗(yàn)?zāi)M條件與真實(shí)差別較大，熱震試驗(yàn)除模擬實(shí)際的溫度條件，還應(yīng)模擬內(nèi)壁的真實(shí)約束條件。

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9 Nguyentat T, Hayes W A. Fabrication of a liquid rocket combustion chamber liner of advanced copper alloy GRCop-84 via formed platelet liner technology[R]. AIAA 2006-5192

Experimental Study on Fatigue and Creep Properties of LOX/LH2 Thrust Chamber Copper Alloy Liner Wall

Ding Zhaobo1Wang Jue2

(1. Beijing Aerospace Propulsion Institute, Beijing 100076; 2. China Academy of Launch Vehicle Technology, Beijing 100076)

To obtain the low cycle fatigue, high temperature creep and cold-hot fatigue properties of CuZr0.15 and CuAg3Zr0.5 used in LOX/LH2 thrust chamber, comparative experiments under different temperature and stress-strain level have been studied. The experiments results reveal that CuAg3Zr0.5 has a better fatigue life than CuZr0.15 with the same control stress，while the contrary results could be observed with the same control strain. Meanwhile, CuAg3Zr0.5 has a higher total strain and residual strain than CuZr0.15 with the same control stress, so the latter has the better ability of resistance to creep than the former. The tensile strength of two copper alloy will slightly decrease with the number of thermal shock tests increased at the same experimental conditions. The results can provide a useful direction for the failure mechanism analysis, the life-prediction, and the optimization of thrust chamber liner wall.

LOX/LH2 thrust chamber；copper alloy liner wall；low cycle fatigue；high temperature creep；thermal shock test

V45

B

丁兆波（1980），研究員，航空航天科學(xué)與工程專(zhuān)業(yè)；研究方向：液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒裝置。

2021-09-01