推进技术
1990年第11卷第2期文章目次
1990, 11(2):1-6,75.
摘要:
本文推导了热传导的三维不等距网格差分公式,对氢氧发动机喷注器面板进行了通用的传热数值分析,得出了现行结构结冰是不可避免的.并且预测了一种新结构面板的温度场,它可以避免结冰.这种分析不仅对燃气发生器,而且对燃烧室同样适用,为今后喷注器设计提供了一种有效的传热分析手段.
本文推导了热传导的三维不等距网格差分公式,对氢氧发动机喷注器面板进行了通用的传热数值分析,得出了现行结构结冰是不可避免的.并且预测了一种新结构面板的温度场,它可以避免结冰.这种分析不仅对燃气发生器,而且对燃烧室同样适用,为今后喷注器设计提供了一种有效的传热分析手段.
1990, 11(2):7-14,75,76.
摘要:
本文对双管头部进气旋流-突扩燃烧室模型进行了冷态流场试验研究,以探索进气方式(全旋型或部分旋型)、旋流强度(旋流数S或旋流角(?))、旋流室出口扩张角2α、旋流室长径比l/d、内通道相对面积F等参数对燃烧室流场结构的影响规律.结果表明,适当选择燃烧室结构参数可以在燃烧室中形成稳定的中心回流区和头部旋涡回流区.当(?)=45°、α=15°、l/d=1.3、F=0.41时,除了形成旋流室回流区外,在其尾部还形成了一个较大的、切向分速较低的中心回流区,两者“联串”在一起.部分旋的中心回流区长度与相同旋流角全旋进气时的回流区长度几乎相等,但总压损失却降低63.4%.
本文对双管头部进气旋流-突扩燃烧室模型进行了冷态流场试验研究,以探索进气方式(全旋型或部分旋型)、旋流强度(旋流数S或旋流角(?))、旋流室出口扩张角2α、旋流室长径比l/d、内通道相对面积F等参数对燃烧室流场结构的影响规律.结果表明,适当选择燃烧室结构参数可以在燃烧室中形成稳定的中心回流区和头部旋涡回流区.当(?)=45°、α=15°、l/d=1.3、F=0.41时,除了形成旋流室回流区外,在其尾部还形成了一个较大的、切向分速较低的中心回流区,两者“联串”在一起.部分旋的中心回流区长度与相同旋流角全旋进气时的回流区长度几乎相等,但总压损失却降低63.4%.
1990, 11(2):15-18,61,76.
摘要:
通过热力计算,分析了固体火箭发动机中加入液氢后对发动机性能的影响.结果表明,加入液氢可以减少燃气成分的分子量,提高发动机的比冲.在所讨论的算例中,比冲最大提高量达4.2%.
通过热力计算,分析了固体火箭发动机中加入液氢后对发动机性能的影响.结果表明,加入液氢可以减少燃气成分的分子量,提高发动机的比冲.在所讨论的算例中,比冲最大提高量达4.2%.
1990, 11(2):19-22,34,77.
摘要:
本文介绍一例铸钛合金大开口后封头壳体设计方法以及在试制过程中遇到的技术难点和解决的途径.并给出了壳体水压强度试验应力分布试验曲线及“热等静压”后的铸钛合金ZTC4的性能数据,供今后类似产品设计及使用参考.
本文介绍一例铸钛合金大开口后封头壳体设计方法以及在试制过程中遇到的技术难点和解决的途径.并给出了壳体水压强度试验应力分布试验曲线及“热等静压”后的铸钛合金ZTC4的性能数据,供今后类似产品设计及使用参考.
1990, 11(2):23-28,77.
摘要:
本文应用振荡燃烧的线性理论,从理论上预计到不能用H-burner测量低频速度耦合响应函数,并且通过实验验证了此论断的正确性.
本文应用振荡燃烧的线性理论,从理论上预计到不能用H-burner测量低频速度耦合响应函数,并且通过实验验证了此论断的正确性.
1990, 11(2):29-34,77.
摘要:
推进剂燃烧;火焰传播;固体火箭发动机
推进剂燃烧;火焰传播;固体火箭发动机
1990, 11(2):35-39,65,78.
摘要:
本文在一定的附面层条件下,研究了二元收-扩通道内强激波 MU.B.m为1.68～1.74下的激波与壁面紊流附面层干扰区内的气流动态畸变控制技术,包括抽气缝槽结构,缝槽位置等对干扰区下游动态畸变的影响,并对通道扩张段出口气流的紊流度分布剖面上典型站的总压信号作功率谱密度、概率密度和压力时间历程作了分析.实验的结果表明,通过对干扰区内激波诱导分离流抽吸,在抽气量为WbT/Wm=2.8～3.5%下,可以很有效地改善干扰区下游气流的动态畸变.
本文在一定的附面层条件下,研究了二元收-扩通道内强激波 MU.B.m为1.68～1.74下的激波与壁面紊流附面层干扰区内的气流动态畸变控制技术,包括抽气缝槽结构,缝槽位置等对干扰区下游动态畸变的影响,并对通道扩张段出口气流的紊流度分布剖面上典型站的总压信号作功率谱密度、概率密度和压力时间历程作了分析.实验的结果表明,通过对干扰区内激波诱导分离流抽吸,在抽气量为WbT/Wm=2.8～3.5%下,可以很有效地改善干扰区下游气流的动态畸变.
1990, 11(2):40-43,78.
摘要:
液体双组元变推力火箭发动机单针阀喷注器,具有快速响应等明显优势,但同时存在组元比偏差过大和关机不可靠两个固有缺点.本文在分析研究其流量特性的基础上,对单针阀喷注器进行了改进设计,提出了双针阀方案,克服了上述两个缺点.
液体双组元变推力火箭发动机单针阀喷注器,具有快速响应等明显优势,但同时存在组元比偏差过大和关机不可靠两个固有缺点.本文在分析研究其流量特性的基础上,对单针阀喷注器进行了改进设计,提出了双针阀方案,克服了上述两个缺点.
1990, 11(2):44-48,79.
摘要:
整体式固体火箭冲压发动机在面空导弹上应用具有比冲高、质量轻、可全程主动攻击、使用维护方便、成本低等优点.而进一步提高发动机可用攻角、采用BTT技术、调节主级燃料流量和采用高能贫氧推进剂还可大幅度地提高以这种发动机为动力的导弹性能.
整体式固体火箭冲压发动机在面空导弹上应用具有比冲高、质量轻、可全程主动攻击、使用维护方便、成本低等优点.而进一步提高发动机可用攻角、采用BTT技术、调节主级燃料流量和采用高能贫氧推进剂还可大幅度地提高以这种发动机为动力的导弹性能.
1990, 11(2):49-52,58,79.
摘要:
本文研究了抑制剂乙酰丙酮(HAA)对硝酸酯增塑的端羟基共聚醚和多异氰酸酯固化反应的影响.通过改变〔HAA〕/〔FeAA〕和〔HAA〕/〔T-12〕的摩尔比,可以有效地调节其固化反应的适应期.在固体含量为70～75%的配方中,采用HAA/T-12固化催化体系,药浆的适应期得以延长,并给出合格的固化样品.
本文研究了抑制剂乙酰丙酮(HAA)对硝酸酯增塑的端羟基共聚醚和多异氰酸酯固化反应的影响.通过改变〔HAA〕/〔FeAA〕和〔HAA〕/〔T-12〕的摩尔比,可以有效地调节其固化反应的适应期.在固体含量为70～75%的配方中,采用HAA/T-12固化催化体系,药浆的适应期得以延长,并给出合格的固化样品.
1990, 11(2):53-58,80.
摘要:
在多组分配方系统中选择了比冲、密度、固体组分的体积分数和氧平衡系数作为性能参数,利用组合的比例正交设计和后回归分析给出了计算比冲和组分关系的数学模型,采用效用函数法在复杂配方系统里获得了最佳方案,较好地解决了多目标的最优化问题.
在多组分配方系统中选择了比冲、密度、固体组分的体积分数和氧平衡系数作为性能参数,利用组合的比例正交设计和后回归分析给出了计算比冲和组分关系的数学模型,采用效用函数法在复杂配方系统里获得了最佳方案,较好地解决了多目标的最优化问题.
12 丁羟推进剂新型偶联剂
1990, 11(2):59-61,80.
摘要:
阐述了丁羟推进剂高温偶联剂选择原则.评定了四类九种偶联剂,指出硼化合物具有提高高温力学性能的优异功能.尤其是硼酸酯化合物5527,能大幅度提高高温力学性能,是优异的丁羟推进剂新型偶联剂.
阐述了丁羟推进剂高温偶联剂选择原则.评定了四类九种偶联剂,指出硼化合物具有提高高温力学性能的优异功能.尤其是硼酸酯化合物5527,能大幅度提高高温力学性能,是优异的丁羟推进剂新型偶联剂.
1990, 11(2):62-65,80,81.
摘要:
本文评述和讨论了改性双基推进剂的燃速温度敏感度问题.双基推进剂中引入硝胺炸药和细粒度高氯酸铵,能显著降低推进剂的燃速温度敏感度.这是因为它们本身具有较高的热稳定性,同时对推进剂基体的物理结构和化学动力学特性产生了影响.凝聚相的作用是主要的,气相的作用是次要的.
本文评述和讨论了改性双基推进剂的燃速温度敏感度问题.双基推进剂中引入硝胺炸药和细粒度高氯酸铵,能显著降低推进剂的燃速温度敏感度.这是因为它们本身具有较高的热稳定性,同时对推进剂基体的物理结构和化学动力学特性产生了影响.凝聚相的作用是主要的,气相的作用是次要的.
1990, 11(2):66-69,48,81.
摘要:
本文采用物元分析理论来处理火箭发动机设计和生产中的不相容问题,由此得到适用于工程系统的火箭发动机生产质量的评定模型.文中给出的应用实例表明:本文方法使用简便,且其结果直观准确,易用电子计算机进行规范化评定.
本文采用物元分析理论来处理火箭发动机设计和生产中的不相容问题,由此得到适用于工程系统的火箭发动机生产质量的评定模型.文中给出的应用实例表明:本文方法使用简便,且其结果直观准确,易用电子计算机进行规范化评定.
1990, 11(2):70-72.
摘要:
本文研究目的是确定在有NOx的情况下温度与压力对H2-空气点火延迟的影响.这里,点火延迟定义为由一均匀的、可燃的燃料-空气混合物在没有外界点火源的情况下形成火焰所需要的时间.在本文的研究中,是用H浓度达到峰值所需时间来表示的.在有NO的情况下压力与温度对H2-空气点火延迟的影响示于图1.该图显示了在NO浓度达到约0.5%之前,在低温下添加NO会减小点火延迟.继续添加NO则引起点火延迟增加,甚至超过无NO时的点火延迟值.图1还显示了在较高压力和较低温度下添加NO的影响是很显著的.而且,NO不再影响点火延迟的温度随压力而增加.NO的影响是由于反应式32(见表
本文研究目的是确定在有NOx的情况下温度与压力对H2-空气点火延迟的影响.这里,点火延迟定义为由一均匀的、可燃的燃料-空气混合物在没有外界点火源的情况下形成火焰所需要的时间.在本文的研究中,是用H浓度达到峰值所需时间来表示的.在有NO的情况下压力与温度对H2-空气点火延迟的影响示于图1.该图显示了在NO浓度达到约0.5%之前,在低温下添加NO会减小点火延迟.继续添加NO则引起点火延迟增加,甚至超过无NO时的点火延迟值.图1还显示了在较高压力和较低温度下添加NO的影响是很显著的.而且,NO不再影响点火延迟的温度随压力而增加.NO的影响是由于反应式32(见表
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