孫 坤，王洪斌，張樹林，張志學(xué)，黃曉霞

（中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽110015）

0 引言

目前，先進航空燃?xì)鉁u輪發(fā)動機高溫部件的工作溫度大大超出了目前高溫合金的安全使用范圍，由于陶瓷基復(fù)合材料（Ceramic Matrix Composites，CMC）具有較強的高溫穩(wěn)定性和力學(xué)性能，自問世以來即成為各航空強國關(guān)注的熱點。

在20 世紀(jì)80 年代，美國洛因達(dá)公司在材料評價和選用標(biāo)準(zhǔn)分析報告中介紹了采用纖維增強的CMC（Fibrous Reinforcement Ceramic Matrix Composites，F(xiàn)RCMC）可增加的效益，GE 公司也在其研究中利用FRCMC 獲得效益，且C/SiC 復(fù)合材料被美國國家空天飛機公司（NASP）作為候選材料[1]。同時，法、日等航空強國也在2 向和3 向增強的Cf/SiC、SiCf/SiC、Cf/Si3N4等復(fù)合材料上進行大量研究，取得了重要進展[2]。進入21 世紀(jì)以來，各航空強國對陶瓷基材料進行更深入地研究。Krstic 等[3]設(shè)計并制作一種新型的同心矩形層合結(jié)構(gòu)，研究了同心Si3N4 基層狀結(jié)構(gòu)的斷裂韌性；Krstic 等[4]還研究無壓燒結(jié)自密封Si3N4/BN 層狀結(jié)構(gòu)的彈性模量、密度和相組成;Tomaszewski 等[5]采用流延法制備一種多層復(fù)合材料，設(shè)計并進行了一系列實驗，研究了幾何參數(shù)對多層復(fù)合材料力學(xué)性能的影響；Reynaud 等[6]研究SiC 致密多孔層合板的力學(xué)性能和力學(xué)行為。Tariolle 等[7]研究了 SiC 和 B4C 層合板的制備、顯微結(jié)構(gòu)和力學(xué)性能。

中國對陶瓷基復(fù)合材料的研究同樣取得了豐碩成果，尤其在增韌機理和工程制備方面的研究進展顯著。劉玲等[8]研究晶須增韌復(fù)合材料的機理；閆洪等[9]綜合論述了中國外對二氧化鋯陶瓷的相變增韌機理的研究，介紹了其應(yīng)用前景；郝春成等[10]介紹了顆粒增韌陶瓷的研究進展；徐永東等[11]研究了連續(xù)纖維增韌碳化硅陶瓷基復(fù)合材料；張立同等[12]介紹了新型碳化硅陶瓷基復(fù)合材料的研究進展；柯晴青等[13]研究了連續(xù)纖維增韌陶瓷基復(fù)合材料的鏈接方法；董紹明等[14]介紹了SiC/SiC 復(fù)合材料的制備工藝、性能及在航空工業(yè)的應(yīng)用；2005 年7 月，中國開展的連續(xù)纖維增韌的碳化硅（SiCf/SiC）復(fù)合材料研究成功[15]。焦健等[16]介紹了新一代發(fā)動機高溫材料-陶瓷基復(fù)合材料的制備、性能及應(yīng)用；王鳴[17]介紹了連續(xù)纖維增強碳化硅陶瓷基復(fù)合材料在航空發(fā)動機上的應(yīng)用。

目前，針對SiCf/SiC 復(fù)合材料制備的航空發(fā)動機熱端部件熱沖擊性能評估，目前在中國尚缺乏系統(tǒng)地研究。本文采用扣鎖式壁面溫度測試方法和基于材料熱響應(yīng)試驗制定的熱沖擊時域循環(huán)，針對SiCf/SiC復(fù)合材料制造的航空發(fā)動機火焰筒試件，進行陶瓷基材料與金屬材料的連接性能、火焰筒特征部位的熱沖擊性能評估，為該材料在航空發(fā)動機制備部件的工程優(yōu)選和設(shè)計優(yōu)化提供試驗支撐。

1 試驗件和試驗裝置

1.1 火焰筒試驗件

火焰筒試件的筒體采用連續(xù)纖維增韌的碳化硅（SiCf/SiC）復(fù)合材料，其他部分采用金屬材料。筒體采用開式分體設(shè)計，由沿周向均布的12 個扇形片組成，筒體中間部分由復(fù)合材料的環(huán)形箍緊固定成筒體整圓，并通過高溫氣相沉積和噴涂抗氧化涂層工藝形成完整的筒體。復(fù)合材料構(gòu)件與金屬構(gòu)件界面為火焰筒頭部與筒體轉(zhuǎn)接處，根據(jù)不同部件環(huán)境溫度和熱膨脹量的不同，采用不同的連接方式，實現(xiàn)熱態(tài)和升溫狀態(tài)時對熱膨脹量差的補償?；鹧嫱苍嚰w安裝于火焰筒機匣內(nèi)，結(jié)構(gòu)形式如圖1所示。

圖1 火焰筒試件安裝結(jié)構(gòu)

1.2 試驗裝置

試驗平臺主要由主流調(diào)節(jié)、主流壓力控制、分布式加溫、試件工作條件綜合給定及計量、高溫?zé)岱雷o及背壓調(diào)節(jié)等系統(tǒng)組成，如圖2 所示。主流調(diào)節(jié)系統(tǒng)和主流壓力控制系統(tǒng)均用于試件進口氣流流量的精確給定，主要由進氣段、進氣閘閥、進氣調(diào)節(jié)閥、進氣流量計、旁路調(diào)節(jié)閥、管道支架等組成，其中旁路系統(tǒng)用于進氣微調(diào)，壓力調(diào)節(jié)控制范圍為100～3500 kPa，空氣流量為5 kg/s；分布式加溫系統(tǒng)用于試驗件進口氣流溫度參數(shù)的給定，主要由 8 臺 0.1 MW 加熱器分別與主流管路按并路和接力摻混方式組成；試件工作條件綜合給定及計量系統(tǒng)用于試驗件工作狀態(tài)給定和測量；高溫?zé)岱雷o及背壓調(diào)節(jié)系統(tǒng)用于試驗器高溫部件熱防護、試件背壓給定和余氣排空參數(shù)監(jiān)控。

圖2 火焰筒熱沖擊性能試驗平臺

2 試驗件壁面溫度測試

SiCf/SiC 復(fù)合材料火焰筒筒體與鎧裝熱電偶金屬材料線膨脹系數(shù)差別較大，且不能采用焊接方式固定，采用高溫膠粘接時，當(dāng)溫度超過一定程度，高溫膠和陶瓷基復(fù)合材料筒體之間會由于熱膨脹量不平衡而脫落。本文采用鎧裝熱電偶扣鎖式測溫方法對SiCf/SiC 復(fù)合材料火焰筒試驗件的壁溫進行測量，如圖3 所示。壁面溫度測點與火焰筒試驗件12 枚扇形面的沿流向相位關(guān)系如圖4所示。

圖3 扣鎖式壁面溫度測量熱電偶安裝

圖4 火焰筒試驗件12枚扇形面與外壁面熱電偶測點的布置相位關(guān)系（沿流向）

3 試驗狀態(tài)及測試選型

3.1 試驗系統(tǒng)主要物理量測試選型

在保證進口空氣流量的情況下，將余氣系數(shù)由4.535逐步減小，直至SiCf/SiC 復(fù)合材料火焰筒試驗件高溫預(yù)載時的出口溫度1450 ℃，低溫預(yù)載壁面溫度560 ℃，進氣絕對總壓500 kPa。試驗狀態(tài)見表1。

表1 火焰筒試驗狀態(tài)控制

3.2 試驗系統(tǒng)主要物理量測試選型

試驗系統(tǒng)主要物理量測試選型見表2。

表2 試驗系統(tǒng)主要物理量測試選型

4 熱沖擊時域循環(huán)參數(shù)獲取和方案制定

為了獲取本文研究范圍內(nèi)的火焰筒試驗件準(zhǔn)定常狀態(tài)時外壁面溫度參數(shù)，進行了準(zhǔn)穩(wěn)定壁溫獲取試驗?；鹧嫱苍囼灱诟邷仡A(yù)載工作條件下運行180 s，其壁面溫度變化趨勢線如圖5 所示，在第180 s 時刻獲取的外壁溫參數(shù)見表3，沿流向整理該時刻參數(shù)，得出在第180 s時刻火焰筒外壁溫趨勢，如圖6所示。

圖6 沿流向火焰筒壁面溫度趨勢

表3 在準(zhǔn)定常狀態(tài)下火焰筒試驗件壁面溫度分布

圖5 達(dá)到準(zhǔn)定常狀態(tài)前火焰筒壁面溫度變化趨勢

試驗平臺主油路完全關(guān)閉，靠副油路維持運行，火焰筒試驗件壁面溫度在第0～11 s快速降低，在第180 s時，最低點壁面溫度為測點6#的556.2 ℃；在第30～180 s 的降低趨勢明顯變緩，該區(qū)間的第1 s 步進外壁面溫度算術(shù)平均值與第180 s 的外壁面溫度實測值偏差不大于5%。在副油路維持運行時，主油按照等比例開啟，達(dá)到表2 中的高溫預(yù)載準(zhǔn)定常狀態(tài)下的燃油量，等比例開啟時間為11 s。

從圖5 中可見，在高溫預(yù)載運行狀態(tài)下，第33 s時火焰筒壁面溫度隨時間推移升高趨勢不再明顯，達(dá)到準(zhǔn)定常狀態(tài)水平。同時，主燃油路通斷試驗表明，在第11 s 時火焰筒壁面溫度隨時間推移降低趨勢明顯，且達(dá)到表1 中低溫預(yù)載壁面溫度要求，并且在第30～180 s 的1 s 步進算數(shù)平均值已與第180 s 測試值相差不足5%；主油路等比例啟動11 s，燃油量即達(dá)高溫預(yù)載燃油量。

綜合上述火焰筒試驗件的材料熱響應(yīng)及燃油通斷試驗結(jié)果，按照加速試車原則，本試驗熱沖擊時域循環(huán)為“33-11-19-11”，如圖7所示，6#特征點壁溫響應(yīng)的抽取片段如圖8 所示，試驗現(xiàn)場如圖9 所示。試驗參照航空發(fā)動機100 次起降對應(yīng)的燃燒室經(jīng)歷的熱載荷，以100 次時域循環(huán)作為火焰筒試件試驗評估的最終循環(huán)次。

圖7 火焰筒試驗件主燃溫度熱循環(huán)加載

圖8 “33-11-19-11”熱沖擊時域循環(huán)下6#壁溫響應(yīng)

圖9 主燃溫度熱循環(huán)加載試驗現(xiàn)場

5 試驗結(jié)果及分析

按照試驗狀態(tài)、熱沖擊時域循環(huán)對SiCf/SiC 復(fù)合材料火焰筒試驗件進行100次熱沖擊循環(huán)后的特征部位細(xì)節(jié)如圖10～13所示。

圖10 100 次熱沖擊循環(huán)后1#特征部位

圖12 100 次熱沖擊循環(huán)后3#特征部位

圖13 100 次熱沖擊循環(huán)后4#特征部位

從圖10~13中可見，火焰筒相鄰扇形面的接縫出現(xiàn)不同程度的脹開現(xiàn)象，位置集中在火焰筒的變徑過渡區(qū)，但均未形成明顯的宏觀開放縫隙。環(huán)形箍有氧化變色跡象，但不明顯。內(nèi)壁面氧化起皮、表皮脫落位置較多，特別是扇形面之間的接縫處氧化脫落尤為明顯，但僅限于材料表層，并未發(fā)現(xiàn)明顯的材料變性現(xiàn)象。

從圖11～13 中可見，經(jīng)100 次熱沖擊循環(huán)后，火焰筒頭部和尾部的金屬件與SiCf/SiC復(fù)合材料的連接部位未發(fā)現(xiàn)明顯大面積燒蝕、擠壓變形等宏觀改變。

圖11 100 次熱沖擊循環(huán)后2#特征部位

試件試后宏觀惡劣部位解剖斷面組織放大細(xì)節(jié)如圖14所示，涂層淺層組織放大細(xì)節(jié)如圖15所示。

從圖14 中可見，宏觀惡劣部位解剖斷面增韌纖維完好，未見纖維缺失孔洞、基體缺失等異常；從圖15 中可見，宏觀惡劣部位涂層淺表組織規(guī)整、未見涂層疏松、變性異常。

圖14 試件試后宏觀惡劣部位解剖斷面組織放大細(xì)節(jié)

圖15 試件試后宏觀惡劣部位涂層淺層組織放大細(xì)節(jié)

綜上所述，在試驗件頭部和尾部的金屬件與SiCf/SiC 復(fù)合材料的連接部位，開式陶瓷基火焰筒筒體及環(huán)形箍通過了100 次基于材料熱響應(yīng)的熱沖擊試驗考核，其外壁面最高溫度為982 ℃，最低溫度為556 ℃，升降溫時間均為11 s，火焰筒出口溫度為1450 ℃。

6 結(jié)論

本文基于材料熱響應(yīng)試驗數(shù)據(jù)的熱沖擊時域循環(huán)，對開式SiCf/SiC 復(fù)合材料火焰筒進行了開式火焰筒筒體、環(huán)形箍結(jié)構(gòu)及陶瓷基材料與金屬件連接部位進行了100次熱沖擊性能試驗研究，得到如下結(jié)論：

（1）外壁面未見明顯的氧化剝落現(xiàn)象，局部扇形面接縫出現(xiàn)略微脹開跡象，但未形成開放縫隙；內(nèi)壁面氧化起皮、氧化脫落現(xiàn)象較外壁面明顯，但僅限于材料表層；環(huán)形箍有氧化變色跡象，但不明顯。

（2）火焰筒頭部和尾部的金屬件與SiCf/SiC 復(fù)合材料的連接部位連接狀態(tài)良好，未見明顯失效。