1 引言
近年来，高超声速技术发展迅速，其超快速攻防能力得到各国重视[1]。高超声速飞行器再入大气层时，气动加热现象严重[2]，气体被加热至电离状态，飞行器局部驻点温度高达3 500 K以上。同时，空气中还存在粉尘、冰晶等粒子，对飞行器材料热防护提出巨大挑战，因此，高超声速飞行器热防护材料的研究尤为重要。C/C复合材料以其耐烧蚀性能强、导热性高、密度低、抗热震性能优异[3]，常用于导弹端头材料以及固体火箭发动机的喉衬结构[4]。研究C/C复合材料的烧蚀性能和稳定性是导弹端头材料和高超声速飞行器热防护领域的重点。
目前，分析C/C复合材料耐烧蚀性能的方法主要有氧-乙炔烧蚀法[5-6]，模拟发动机烧蚀试验法[7-9]，等离子烧蚀法[10-11]以及数值模拟[12-13]等。Li等[14]基于氧乙炔烧蚀试验法对碳化锆改性C/C材料进行烧蚀试验。发现氧化生成的氧化锆提高了C/C复合材料耐烧蚀性能，降低了燃气射流对材料的侵蚀程度。Wei等[15]采用拉瓦尔喷管模拟发动机对四维编织的C/C复合材料进行烧蚀试验。结果表明，喷管喉部区域烧蚀最为严重，温度和氧化性组分决定材料的热化学烧蚀率。吴书峰等[16]对轴编C/C复合材料进行了地面点火试验，研究轴编C/C喉衬材料的烧蚀形貌，结果表明：喉衬不同部位烧蚀形貌存在差异，材料在高压下的烧蚀性能良好。吴小军等[17]对CVI+HPIC工艺制备的C/C复合材料进行了多个型面的等离子烧蚀试验，试验表明，在不同型面材料的烧蚀率不同，且随时间的变化，烧蚀率也会产生明显变化。汪海滨等[18]针对轴编C/C复合材料结构特征建立了烧蚀模型，研究各向碳纤维的烧蚀形貌和材料界面的烧蚀率，研究表明建立的微观结构烧蚀模型能初步的估计材料的烧蚀率，以及材料的结构对烧蚀的影响。苏庆东等[19]基于等离子烧蚀试验方法，研发了等离子烧蚀试验系统并对C/C复合材料进行烧蚀试验，论证了试验系统的可靠性。
上述试验方法各有特点，氧-乙炔烧蚀系统使用便捷，设备成本低，在防热材料的烧蚀领域研究广泛，其火焰温度相对低，适用于多种防热、绝热材料以及改性材料等对温度要求相对较低的烧蚀试验。模拟发动机烧蚀试验法与实际烧蚀环境接近，燃烧室压力较大且可模拟粒子侵蚀下的发动机多相流环境，试验结果可靠性相对较高，适合发动机喷管、喉衬结构的烧蚀试验。数值模拟对于材料烧蚀性能及力学性能的研究较为开阔，适用于材料形貌变化及燃烧流场等多方面的分析，材料由表层至内部的烧蚀机理，流场的温度、速度以及压力变化等，多以实验工况为参照标准。等离子烧蚀试验法热流密度大，射流温度高，适合模拟飞行器再入环境，是C/C复合材料烧蚀研究常用的方法，同时也适合针对超高温环境下的热防护材料烧蚀试验。
当前，有关轴编C/C材料的等离子烧蚀试验研究较少，特别是等离子环境下的烧蚀型面和烧蚀角度的分析需要进一步研究。综合各烧蚀试验方法和材料所处环境条件。在上述研究的基础上，采用等离子烧蚀试验法，开展轴编C/C复合材料喉部型面以及45°和90°方向的等离子烧蚀试验。测量计算等离子烧蚀环境下轴编C/C复合材料的烧蚀率，观察材料的烧蚀形貌。研究材料喉部各型面及不同角度下的烧蚀性能，并对轴编C/C复合材料的烧蚀行为进行深入分析。
2 C/C复合材料烧蚀试验
2.1 实验设备及原理
等离子地面模拟烧蚀试验系统以直流电弧产生的热等离子体射流为基础，硬件组成为烧蚀系统控制柜、直流电源、烧蚀试验台、控制柜、水电转接箱及等离子发生器等设备。图1为等离子烧蚀系统原理框图。烧蚀系统工作原理为接通直流电源，控制柜将一定压力和流量的氩气或氮气通过软管输送至等离子发生器，通过控制柜点火在发生器内阴极将气体电离成等离子体，经喷管阳极由发生器出口以射流形式输出，形成高温高速等离子体射流，对材料进行烧蚀。系统可调节主次气及载气流量、入口压力、电弧电压、电流等相关参数以达到所需模拟的高温高速环境。通过自动化试验控制台可控制试样的烧蚀时间、烧蚀角度和距离实现工况模拟。冷水机组用于等离子发生器的降温冷却处理，以保证发生器正常工作。
图1 等离子烧蚀试验系统原理框图
Fig.1 Schematic diagram of plasma ablation test system
等离子地面模拟烧蚀系统其最突出的特点是等离子射流高温、高焓，热流密度大。系统需达到设计要求为产生超高温的等离子体环境。其烧蚀中心温度往往达到4 000 K以上，能模拟高超声速飞行器实际再入条件。可以通过调节电流、压力、烧蚀距离等参数来控制热流密度，达到发动机喷管温度以对喷管材料进行烧蚀表征。影响等离子烧蚀的主要因素为热流密度，多用氮气、氩气等对材料进行烧蚀表征，系统产生的等离子射流速度相对较低，在功率较大时能达到亚音速状态。
2.2 试验材料及方案
试验选用材料为轴编C/C复合材料，以煤焦油沥青为基体，聚丙烯腈碳纤维为增强体。图2所示为预制体结构示意图，其预制体为XY面0°，120°，240°三个方向的碳纤维和Z向增强体碳棒编织成的三维四向预制体。碳棒间距相等，3个相互靠近的碳棒组成等边三角形。预制体经过煤沥青浸渍，高压浸渍碳化，石墨化致密循环，密度达到1.94 g/cm3[20]。
图2 预制体结构示意图
Fig.2 Schematic diagram of prefabricated structure
C/C复合材料作为先进的航天材料，性能优异，但其耐氧化性能较差。采用等离子模拟烧蚀系统对其进行烧蚀试验，有助于研究和分析超高温条件下C/C复合材料在氮气射流贫氧环境下的烧蚀行为。C/C复合材料的等离子烧蚀由超高温下的碳升华，工质气体和水与碳发生的热化学烧蚀以及射流冲刷造成的机械剥蚀构成。
将材料加工成圆柱试样，使碳棒方向垂直于端面，尺寸为φ30 mm×10 mm，试样中心穿孔，孔径大小为φ10 mm，每组试验采用3个试样，模拟发动机喉衬结构综合分析不同试样的烧蚀结果，采用表1所示试验工况。试验完成后，计算每个试样的质量烧蚀率和线烧蚀率并取平均值得到试样的烧蚀率。
表1 轴编C/C复合材料等离子烧蚀试验系统工况
Table 1 Working conditions of plasma ablation test system
for axial C/C Composites
名称数值氮气压力/MPa0.5电弧功率/kW150喷嘴直径/mm8烧蚀距离/mm30烧蚀时间/s20热流密度/(kW·m-2)25 120±2 500
质量烧蚀率计算公式为：
式中：m1、m2分别为试样在烧蚀前后的质量；t为烧蚀时间；Rm为试样的质量烧蚀率，试样的线烧蚀率通过测量烧蚀前后试样喉部的直径后计算所得，测量试样烧蚀后喉部多个样本点直径，与试样原直径和烧蚀时间进行计算。
3 试验结果及分析
3.1 烧蚀率和宏观形貌分析
图3为试样的烧蚀形貌图。试样经等离子体射流烧蚀后质量烧蚀率达到0.088 g/s，喉部径向线烧蚀率为0.036 mm/s。从多角度观察试样的烧蚀形貌，其宏观结构保持完整，轴向碳纤维、径向碳纤维及碳基体经射流烧蚀后分布清晰，射流入口处孔径边缘烧蚀均匀，无明显裂纹、缺陷，烧蚀痕迹过渡平滑，试样表面有白色氧化烧蚀现象。将试样沿直径切开后观察喉部烧蚀形貌，喉部型面光滑，烧蚀痕迹不明显，轴向纤维和径向纤维在同一曲面呈垂直分布，径向纤维束上存在少量裂纹，部分区域碳纤维和基体经烧蚀无明显边界区分。射流出口处烧蚀轻微，无明显烧蚀现象。综合试样的烧蚀率和宏观烧蚀形貌能得出轴编C/C复合材料耐烧蚀性能良好。
图3 轴编C/C复合材料喉部等离子烧蚀形貌图
Fig.3 Plasma ablation morphology of throat of
axial braided C/C Composite
3.2 喉部微观形貌分析
将烧蚀后的轴编C/C复合材料分为射流入口型面和喉部型面2部分，观察试样在SEM下的微观形貌。
图4表示射流入口型面烧蚀形貌，可以看出由于等离子体射流穿过试样喉部，使垂直于射流的界面受到的烧蚀相对轻微。轴向碳纤维烧蚀后孔隙变大，纤维前端直径变小，包裹纤维的基体碳部分被烧蚀，残留的基体呈片状处于纤维之间，轴向碳纤维与基体分离，因为热化学烧蚀降低了纤维与基体的结合强度。不同位置碳基体烧蚀形貌有差异，靠近喉部基体烧蚀严重，表面形貌较为混乱，存在较多的烧蚀裂纹和孔隙。如图4(b)，轴向碳棒周围基体形貌特点明显，烧蚀后各层面较为平整，由于基体内部孔隙等缺陷导致基体结构的不稳定性，射流冲蚀形成基体的片状剥落，使与射流平行方向的碳基体呈层状结构[21]。径向纤维前端烧蚀后形成锥状，能观察到碳纤维热氧化烧蚀现象，纤维表面包裹的基体碳已被完全烧蚀，纤维直径呈梯度分布，从烧蚀界面向纤维内部，直径逐渐增大。
图4 轴编C/C复合材料射流入口型面烧蚀表面SEM照片
Fig.4 SEM photos of ablated surface of jet inlet profile of
axial braided C/C Composite
图5表示喉部型面烧蚀形貌，图5(a)能观察到碳基体和各向碳纤维的整体烧蚀形貌，基体表面产生了较多的裂纹和凹坑，裂纹沿烧蚀型面不断扩展增长，严重破坏了材料的原有形貌。径向碳纤维也存在水平深裂纹，轴向碳纤维烧蚀性能较好，表面形貌结构完整，存在小的裂纹和凹坑，前端纤维束烧蚀后形成了平滑的斜面。在高温射流的烧蚀下，轴向碳棒和基体分离。径向纤维和基体结合处无明显裂纹，这和预制体的结构以及射流的烧蚀方向相关[22]，径向纤维与射流方向垂直，未对纤维与基体结合面直接烧蚀。
图5 轴编C/C复合材料喉部型面烧蚀表面SEM照片
Fig.5 SEM photos of ablated surface of throat profile of
axial braided C/C Composite
轴向碳纤维前端呈锥状，直径逐渐减小，包裹着纤维的基体碳完全被烧蚀。高温热氧化烧蚀使基体表面形貌复杂，产生了大量孔隙和凹坑，但能观察到碳基体的层状结构。径向碳纤维出现纤维露头现象，前端基体碳被烧蚀后纤维暴露在外部环境且呈圆锥状，整体上，径向碳纤维仍被基体包裹。射流对径向纤维的烧蚀多表现在材料表层，因为碳基体和碳纤维耐烧蚀性能的差异，导致了碳基体相较于碳纤维有更大的烧蚀后退率，纤维层面凸出较多。
3.3 烧蚀角度对烧蚀行为的影响
选取两个典型角度45°和90°，对每组3个试样的轴编C/C复合材料进行相同工况下的等离子烧蚀试验，研究烧蚀角度对轴编C/C复合材料烧蚀性能的影响，试验结果如表2所示。
表2 轴编C/C复合材料45°和90°方向的质量
烧蚀率和线烧蚀率
Table 2 Mass ablation rate and linear ablation rate of
axial braided C/C composites in 45° and 90° directions
试样平均质量烧蚀率/(g·s-1)平均线烧蚀率/(mm·s-1)45°0.0610.06690°0.0560.065
试样线烧蚀率计算公式为：
式中：d1为材料烧蚀前的厚度；d2为试验后材料烧蚀中心的厚度；t为烧蚀时间；Rd为线烧蚀率。
通过烧蚀率可以看出，烧蚀角度从45°增大到90°时，试样的质量烧蚀率下降了0.006 g/s，分析射流对烧蚀率的影响，当试样与射流夹角为90°时，试样所受的力主要为垂直表面射流所给的法向力，材料由90°减小到45°的过程中，试样所受的法向力逐渐减弱，切向力逐渐增强，射流的冲刷作用增强。导致试样在45°时产生更大的质量烧蚀率。
不同角度下试样线烧蚀率相近，试样的线烧蚀率为3个试样所得烧蚀率的平均值，通过重复性试验对比，所得线烧蚀率在0.058～0.071 mm/s，测量使用标尺为螺旋测微器和高精度深度尺，由于试样烧蚀后端面的退移量是无法准确测量的，存在一定的测量误差。通过试样的线烧蚀率可以得出轴向增强碳棒的烧蚀性能稳定。
试样宏观烧蚀形貌如图6所示。观察材料的宏观形貌，从不同方向对试样进行烧蚀，烧蚀后试样均无明显烧蚀边界，烧蚀过渡区域较为平滑，轴向碳棒相对碳基体有轻微的凸出现象，45°试样冲刷作用更强，作用力相对90°更集中，烧蚀坑较小，试样中心出现直径约为φ10 mm的圆形烧蚀坑，90°试样受法向力作用烧蚀更均匀，表面烧蚀凹坑的区域更大，形成直径约为φ15 mm的烧蚀坑。宏观上材料无明显烧蚀裂纹。
图6 轴编C/C复合材料45°，90°方向等离子烧蚀形貌图
Fig.6 Plasma ablation morphology of axial braided
C/C composites in 45° and 90° directions
图7、图8分别为45°和90°试样的烧蚀形貌，通过观察不同角度试样烧蚀形貌，分析其烧蚀性能。图7(a)、图8(a)为轴向碳纤维的烧蚀形貌图。45°方向试样轴向纤维束不平整，经45°方向射流烧蚀碳纤维前端高度和直径存在一定差异，表明纤维的烧蚀为非均匀烧蚀。90°方向轴向纤维与射流方向平行，受到射流法向力的冲蚀[23]，造成纤维直径明显减小，多数碳纤维前端呈片状。不同方向的试样烧蚀形貌区别较大，说明烧蚀机制存在差异。
如图7(b)、图8(b)，基体经不同方向的射流烧蚀表现出不同的形貌，经45°射流法向力和切向力的冲刷后，层状基体形貌较乱，能明显观察到基体被射流冲刷后的烧蚀痕迹。烧蚀后产生了严重的热化学烧蚀和机械剥蚀，表层基体氧化严重[24]。90°方向的基体表面形貌呈明显梯度，各层面基体较为平整，但也存在明显烧蚀坑和裂纹，烧蚀剥落的片状基体尺寸由表层向内部越来越小，能观察到明显的烧蚀裂纹和机械剥蚀痕迹。等离子体射流对基体烧蚀过程：射流对基体表面或内部孔隙和缺陷先进行热化学烧蚀，使缺陷变大后射流的冲击将材料表面的不稳定基体结构进行机械剥蚀。
烧蚀界面的径向碳纤维均存在显著变化，如图7(c)、图8(c)。纤维直径较烧蚀前减小，且纤维的变化存在较大的差异，45°方向的试样烧蚀相对90°方向纤维烧蚀更充分，纤维前端烧蚀成锥状，包裹纤维的基体被完全烧蚀，纤维表面有凹坑，径向碳纤维部分断裂，原因是断裂纤维存在缺陷，在超高温环境下使得纤维结构强度降低，射流冲蚀导致材料发生断裂。同时，机械剥蚀会促进材料的烧蚀，这种作用是相互的[25]。90°方向径向纤维前端经烧蚀后也变成锥状，纤维束中间段的纤维直径较45°方向更小，周围覆盖的基体碳未被完全烧蚀，表层纤维经热化学烧蚀后被射流剥蚀，结构不完整。
图7 轴编C/C复合材料45°方向烧蚀表面SEM照片
Fig.7 SEM photos of 45° ablated surface of
axial C/C Composites
图8 轴编C/C复合材料90°方向烧蚀表面SEM照片
Fig.8 SEM photos of 90° ablated surface of
axial C/C Composites
4 轴编C/C复合材料烧蚀性能分析
轴编C/C复合材料的等离子烧蚀是一个复杂的过程，包含热化学烧蚀和高速射流机械剥蚀以及碳的升华。热化学烧蚀主要为高温射流与C/C复合材料发生的氧化反应，降低材料强度和力学性能。使材料结构变得不稳定，机械剥蚀为高温高速射流对材料表面形成的冲击造成的质量损失。在温度达到3 000 K以上，碳会开始升华。
烧蚀型面、烧蚀方向不同，烧蚀特性也存在一定差异，各烧蚀试样可以得出材料在等离子烧蚀下表面的裂纹、缺陷往往会优先进行烧蚀，因为热化学烧蚀从材料的活性中心开始(即试样表面的缺陷)，这些位置与射流接触后活性变高[26]，经高温射流冲击后在热应力作用下裂纹不断扩大，形成更大的裂纹或烧蚀坑，造成C/C复合材料表面的材料的剥蚀掉落。碳基体在材料的烧蚀过程中相对严重，经增强过的碳棒耐烧蚀性能优异，碳纤维的耐氧化烧蚀性能优于碳基体，XY面碳纤维在烧蚀后具有明显特征，纤维直径变小，纤维前端往往会变成尖端突出，包裹碳纤维的基体被烧蚀。而基体在高温等离子射流的冲蚀下形貌较乱，但基本能观察到层状基体结构。在轴编C/C材料的烧蚀中，基体被烧蚀消耗较多，形成质量损失。
5 结论
1) 在高温等离子射流的烧蚀下，从宏观到微观对轴棒法编织C/C复合材料烧蚀形貌进行分析，试样的宏观烧蚀形貌完整，烧蚀型面光滑。碳纤维的耐热化学烧蚀性能相对碳基体更好，碳基体热氧化烧蚀严重，喉部径向纤维出现纤维露头现象，试样的烧蚀为高温热化学烧蚀和机械剥蚀综合作用形成的材料的形貌变化和质量损失。
2) 开展了45°和90°方向的烧蚀试验，90°方向试样的质量烧蚀率为0.056 g/s，线烧蚀率为0.065 mm/s，45°方向试样的质量烧蚀率为0.061 g/s，线烧蚀率为0.066 mm/s。90°方向主要受射流法向力作用，导致增强碳纤维的孔隙比45°更大。45°方向试样受法向力和切向力同时作用，冲刷作用更强，形成了更大的质量烧蚀率。
3) 射流方向以及预制体的结构是影响烧蚀性能的重要因素，射流方向对材料不同型面的烧蚀机制不同，造成了碳纤维和碳基体烧蚀形貌的差异。预制体结构对轴编C/C材料的纤维含量和耐烧蚀性能有较好提升，烧蚀后基体呈块状剥落，碳纤维前端纤维直径逐渐减小。在一定程度上对等离子烧蚀环境下轴编C/C复合材料的烧蚀率和烧蚀形貌分析和估计起到有效作用。
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