C/C复合材料具有密度小、力学性能良好、热物理性能好、耐烧蚀性能优异等优良的性能，目前已作为固体火箭发动机喷管喉衬的首选材料^[1]。但固体火箭推进剂中Al, Mg等金属助燃剂的加入，导致了发动机燃气中固态或液态凝聚相产物的出现^[2]，使得C/C复合材料的工作环境十分恶劣，对材料的性能提出了严峻的考验，其在复杂热力环境下的烧蚀特性逐渐成为国内外材料领域研究的前沿问题。

许承海等^[3]对C/C复合材料的粒子侵蚀特性进行了研究，指出用有效侵蚀焓C_n不能很直观地表征C/C复合材料的抗粒子侵蚀能力。王洋等^[4]对在超高速Al₂O₃粒子条件下的侵蚀过程进行了数值模拟。陈莎等^[5]对高浓度粒子冲刷下的C/C复合材料进行了研究，认为速率和浓度是影响烧蚀的主要因素。Helber等^{[6, 7]}利用等离子体火炬完成了一系列的C基材料的烧蚀实验。Farhan等^[8]利用氧-乙炔火焰研究了密度和纤维取向对C/C复合材料烧蚀性能的影响，结果表明密度越大烧蚀性能越好。Vignoles等^[9]建立了C基复合材料烧蚀过程中的多尺度粗糙度的模型。Gosse等^[10]对C/C复合材料的热化学烧蚀和机械剥蚀过程进行了建模分析。这些研究侧重于烧蚀模型的建立和粒子侵蚀条件下烧蚀机理的分析，而在粒子浓度方面的实验和研究较少。

采用自主研发的氧-煤油烧蚀实验系统，在不同的Al₂O₃粒子浓度下进行烧蚀实验。由于大部分Al₂O₃粒子处于“冷硬”状态，对材料的侵蚀作用大，实验系统的烧蚀环境较实际工况恶劣，因而在实验时设定的粒子浓度低于实际SRM推进剂的含铝量，而实验系统的燃气组分与固体火箭发动机燃气相近。

1 实验方法

氧-煤油烧蚀实验系统基本原理为：以氧气为助燃剂、航空煤油为燃料，通过控制系统使两者按照设定的流量输送至烧蚀发动机，通过雾化形成可燃混合气体进入到燃烧室，经火花塞点火形成高温高压的燃气，通过拉瓦尔喷管，形成超音速射流。粉末通过送粉器注入射流，与燃气掺混后，经加温、加速后形成实验所需的特定的气固两相流环境，从烧蚀发动机出口喷射到试样表面，对试样进行烧蚀实验^[11]。实验系统的基本原理如图 1所示。

实验中的材料是采用轴棒法编织的三维四向高密度C/C复合材料^[12]，经测算其密度高达1.990g/cm³。根据具体实验要求和实验系统实际情况设定氧气体积流量为508L/min，煤油的质量流量为0.220kg/min，烧蚀距离(试样距喷管出口的距离)为50mm，该条件下达到试样的射流温度约为2100K、速率约为1400m/s^[13]。具体实验条件如表 1所示。

通过调节送粉电压可以改变粒子的输送率，从而改变气固两相流中固相比例，实现不同粒子浓度条件下的烧蚀实验。共完成了4组烧蚀实验，其中1组不加粒子，其余3组的粒子浓度依次增加，如表 2所示。

2 实验结果与分析 2.1 烧蚀率分析

实验后通过精密电子天平和千分尺测量并计算试样的质量烧蚀率和线烧蚀率，结果如表 3所示。第4组实验将结束时，试样被烧穿，给出最小的烧蚀率。

通过表 3可知加入粒子后试样的质量烧蚀率和线烧蚀率大幅度增加，且随粒子浓度的增加质量烧蚀率和线烧蚀率均不断增大。不加粒子时质量烧蚀率仅为0.159g/s，线烧蚀率为0.175mm/s，加入粒子后质量烧蚀率最小为0.432g/s，线烧蚀率最小为0.843mm/s，第4组试样甚至被射流烧穿，粒子的侵蚀对试样的烧蚀行为产生了显著影响。随粒子浓度的增加，质量烧蚀率的增加量分别为0.273，0.381，0.238g/s，线烧蚀率的增加量分别为0.668，1.517，1.100mm/s，相对于粒子浓度的增幅，烧蚀率增加幅度越来越大。粒子浓度的增加，使射流的侵蚀环境变得更加恶劣，试样的烧蚀率随之加速增加，而不是简单的线性关系。

选取第1组和第4组试样的整体烧蚀形貌进行对比分析，如图 2所示。第1组实验的试样表面仅留有较浅的“烧蚀坑”(图 2(a)中圆形区域)，说明在热化学烧蚀和气流机械剥蚀的作用下C/C复合材料表现出较好的抗烧蚀性能，初始形貌保持较完整。第4组实验的试样被烧穿，且在其周围区域则可以看到一道明显的烧蚀沟(图 2(b)中椭圆区域)，该区域为试样快速移动过程中射流扫过的区域，加入粒子后，试样发生了十分剧烈的烧蚀。粒子的侵蚀作用使材料产生直接的质量损失，降低试样的强度，同时，烧蚀过程中，试样表面粗糙度的增加，侵蚀粒子、剥离碎片与流场间的相互作用，均引起流动边界层的无规则分离，流场的湍流度增加，增加试样表面热流^[14]，促进了热化学烧蚀和机械剥蚀。

2.2 粒子的侵蚀效应分析

复合推进剂中的Al, Mg等金属助燃剂反应后，在燃气中以固态或液态凝聚相产物形式存在，其温度高、硬度小。在本实验系统中，粒子从发动机拉伐尔喷管出口处加入，加热时间短，最后到达试样表面的是软化的固态粒子，其温度低、硬度大、速率高，与实际发动机相比，烧蚀实验系统的粒子侵蚀效应剧烈得多。

采用定量的分析方法，比较Al₂O₃粒子和气流对试样的侵蚀效应^[3]，粒子和气流对试样的作用如图 3所示。为简化分析，假设粒子和气流接触试样后均不反弹，主要考虑法向撞击力的影响。

根据动量定理和牛顿第三定律，可以得出粒子和气流对试样的法向作用力F_n，如式(1)所示，θ为撞击角度，Δt为撞击作用时间，m, v, ρ, V分别为粒子(气流)的质量、速率、密度和体积。

(1)

假设撞击作用时间相同，撞击角相同时，单位体积粒子对试样的作用力F_np和气流对试样的作用力F_ng之比为β，如式(2)所示，ρ_p，v_p分别为粒子的密度和速率，ρ_g，v_g分别为气流的密度和速率。

(2)

经测算，实验系统出口气流密度约为0.1kg/cm³，烧蚀距离为50mm处的气流速率约为与粒子的速率的2倍，计算得β=1.95×10⁴。由此可知，粒子对试样的作用力远大于气流对试样的作用力，对试样的机械性破坏较严重^{[14, 15]}，射流粒子浓度越高在单位时间内与试样发生碰撞的粒子数越多，试样受侵蚀越严重。碰撞时粒子的部分动能转变为热能传递给试样，这在一定程度上加剧了试样的热化学烧蚀^[15]。

图 4给出了烧蚀中心区域的形貌。由图 4可知，轴向纤维上留有颗粒状物质，通过能谱图可判断，该物质为Al₂O₃颗粒，由于撞击试样的速率较高，且固态粒子的硬度大，粒子嵌入轴向纤维，这也说明了粒子侵蚀作用带来的机械性破坏较大，远大于气流对试样的影响。

2.3 粒子侵蚀对径向纤维的影响

对于径向纤维，即使试样被烧穿，在射流冲刷面上也很容易观察到不同粒子浓度条件下的微观形貌。图 5为粒子浓度分别为1.37%，2.22%，2.64%时的径向纤维微观形貌图，选取冲刷面为观察区域。从图 5中可以看出，随着粒子浓度的增加，冲刷面的梯度越来越大，纤维受粒子机械破坏的作用越来越明显，图 5(a)可以明显看清纤维长条状外形，图 5(b)可以基本辨认出，但在图 5(c)中由于大量粒子的侵蚀，纤维的外观已难以分清。结合2.2节中对粒子侵蚀效应的分析，粒子浓度越大，单位时间内作用于试样上的粒子数量越多，所产生的侵蚀效应越明显，试样的烧蚀率越大，对线烧蚀率的影响更为明显。因此可以推测，当粒子浓度增加时，不仅是径向纤维，还包括基体和轴向纤维，受粒子的机械破坏作用会更加明显，烧蚀程度都会加剧。

2.4 粒子侵蚀对基体的影响

按照基体片层结构的取向，将基体分为与烧蚀面平行的平行层面基体和与其垂直的垂直层面基体^[15]。实验后平行层面基体普遍存在3种烧蚀形貌：图 6(a)中粒子撞击基体时，粒子的侵蚀作用使层面出现变形并形成网状裂纹，基体表面还形成了类似于金属材料的韧窝，说明基体材料有一定的塑性；随着侵蚀作用的继续，基体进一步分裂形成尺寸较小的颗粒碳附着在基体表面，如图 6(b)所示；最后，片层结构被严重破坏，该区域成为薄弱区域，发生应力集中从而出现片层的局部剥落，同时小颗粒碳在热化学烧蚀和气流的冲刷作用下被消耗，基体本身的片层结构又重新显现出来，如图 6(c)所示。3个阶段在烧蚀过程中反复交替，3种烧蚀形貌同时存在，平行层面的基体逐渐被破坏。

图 6(d)为粒子侵蚀后垂直层面基体的形貌图，因垂直层面基体与试样的烧蚀面垂直，粒子的侵蚀作用主要表现为切向作用力对层面的影响。可以看出小颗粒碳的存在，这是粒子撞击平行层面基体时产生的，由于数量较多，部分小颗粒碳未被消耗而遗留在垂直层面基体上。在粒子的侵蚀作用下，垂直层面基体纵向与横向均出现了较大的裂纹，而热化学烧蚀对片层的影响不显著。

2.5 粒子侵蚀对轴向纤维的影响

实验后轴向纤维束出现了两种典型的烧蚀形貌，如图 7(a), (b)所示。图 7(a)为试样2烧蚀中心区域的轴向纤维束，其表面存在凹坑，图 7(b)为试样2冲刷面上的轴向纤维束，其表面存在一定的坡度但较为平整。烧蚀中心区域的温度高，流场的湍流度大，伴随粒子侵蚀和气流剥蚀的耦合作用，在材料有缺陷的地方易产生热应力集中，导致轴向纤维束部分区域的剥落，形成凹坑。冲刷面上，气流和粒子的冲刷作用大，纤维束被整体破坏掉，断面比较整齐，沿射流方向产生一定的坡度。同时冲刷面上的轴向纤维束表面被一层灰色的物质所覆盖，对该物质进行能谱分析，发现其成分主要是C，表明这种物质为小颗粒碳。粒子侵蚀时会产生较多的颗粒碳，分布在试样的各个区域。由于射流温度沿径向分布不均匀，烧蚀中心区域温度高，热化学烧蚀相对较强，而冲刷面上的热化学烧蚀相对较弱，且射流与试样接触后产生的涡流会将烧蚀中心区域的颗粒碳部分带到冲刷面上，从而导致冲刷面上大量小颗粒碳的出现。

对轴向纤维束进行放大，局部纤维的微观形貌如图 7(c), (d)所示。烧蚀中心区域和冲刷面上纤维的形貌均呈“近圆形”，热化学烧蚀反应的特征不明显。粒子撞击碳纤维时对其产生较强的冲击破坏作用，由于碳纤维脆性大，粒子的撞击力达到材料的强度极限后，易将纤维整体折断。粒子的作用力要远大于气流的作用力，射流中加入粒子时，轴向纤维在粒子的侵蚀作用下被破坏，热化学烧蚀和气流机械剥蚀的影响不显著。粒子浓度越大，轴向纤维受侵蚀的速率会越快，侵蚀程度也将更加剧烈。

3 结论

(1) 粒子浓度为0, 1.37%, 2.22%, 2.64%时，试样的质量烧蚀率分别为0.159, 0.432, 0.813, 1.051g/s，试样的线烧蚀率分别为0.175, 0.843, 2.360, 3.467mm/s，粒子的侵蚀作用严重破坏了试样的结构完整性，显著提高了试样的质量烧蚀率和线烧蚀率，且随粒子浓度的增加，质量烧蚀率和线烧蚀率均加速增大。

(2) 粒子浓度增加时，粒子侵蚀作用对径向纤维产生的机械破坏效应越来越明显，主要表现为冲刷面上纤维的长条状结构被破坏得越来越严重，烧蚀梯度逐渐变大。

(3) 粒子侵蚀时，平行层面基体和垂直层面基体呈现出不同的特性：平行层面基体的破坏过程可分为3个阶段，首先层面变形并形成网状裂纹，随后裂纹进一步分裂形成小颗粒碳，最后小颗粒碳被消耗，片层剥落，基体结构被破坏；垂直层面基体上留有未被消耗的小颗粒碳，且基体的纵向与横向均出现了较大的裂纹，热化学烧蚀对片层的影响不显著。

(4) 粒子侵蚀时，轴向纤维束出现了两种典型的烧蚀形貌：位于烧蚀中心区域的轴向纤维束，其表面存在粗糙，凹凸不平；位于冲刷面上的轴向纤维束，其表面平整，并附着了大量的细小碳颗粒。