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建立了发动机三维瞬态圆柱坐标的传热数学计算模型和发动机有限元仿真计算模型,通过导入快烤实验温度场数据,将仿真结果与试验结果进行对比分析,验证仿真模型的正确性；在药柱表面建立路径,记录每个时间点药柱不同位置的温度数据,并确定温度首先达到 550 ℃的危险点在药柱前端边缘处,得出涂层对危险点的延迟时间为 343.34 s；通过模拟 5 ℃/s和 10 ℃/s 2种不同升温速率的快速烤燃条件,对无涂层的对照组发动机和有涂层的发动机进行烤燃模拟,结果发现,升温速率为 5 ℃/s时,延迟时间为 182 s,升温速率为 10 ℃/s时,延迟时间为 191 s,延迟时间随升温速率的增大而增加,但总点火时间缩短。 相似文献
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为了评估肼混合物胶体推进剂的热安全性,采用差示扫描量热仪(DSC)和绝热加速量热仪(ARC),对肼混合物胶体推进剂的热分解特性进行了研究。DSC的实验结果表明,在2,5,10和20K·min-1四种升温速率下推进剂的初始热分解温度分别为185.73,227.20,230.37和245.19℃;根据DSC的试验结果,利用Kissinger法计算得到热分解活化能为181.80k J·mol-1。在ARC实验中,肼混合物胶体推进剂在理想绝热条件下的初始分解温度为180.58℃,最大温升速率达到0.6237°C·min-1,绝热温升为227.92℃,最高温度为408.50℃,计算得到其热分解活化能为121.77k J·mol-1。比较DSC与ARC的试验结果,两者基本一致;热分析试验中推进剂先经历相变吸热过程,再进行分解放热。 相似文献
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为了验证热辐射通量理论计算方法对推进剂的适用性,采用热辐射计测试了三种推进剂在外部火烧试验中的热辐射通量最大值和平均值,并根据样品燃烧时间计算了样品的热辐射通量。三种推进剂的热辐射通量的测量平均值为2.87kW/m2,2.65kW/m2和3.44kW/m2,理论计算值为4.06kW/m2,7.62kW/m2和3.67kW/m2。结果表明:当样品燃烧时间大于5s时,热辐射通量的测试平均值与理论计算值基本一致;当燃烧时间小于5s时,由于理论计算公式中设定的燃烧热转变为辐射热的比例(0.33)大于实际转化率,导致热辐射通量的理论计算值偏大,因此建议用热辐射计测量样品的热辐射通量。 相似文献
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针对金相图中分割问题,在分析对比传统的全局阈值分割方法的基础上,提出了一种自适应阈值分割方法。将原图像划分为若干子块,对每个子块利用最佳阈值的方法进行分割。实验表明,提出的方法简便易行,具有较好的鲁棒性和适应性;在完整、有效分割图像的同时,能够保留原始图像中的大量细节信息,对复杂背景图像的分割处理效果满意。本文研究为今后金相分析提供了可靠的依据。 相似文献
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利用差示扫描量热法(DSC)得到端羟基聚醚(HTPE)推进剂(H01和H02)在不同升温速率下热分解曲线,用Kissinger公式和Ozawa公式计算了H01和H02热分解的表观活化能;利用绝热加速量热仪(ARC)对H01和H02进行绝热量热测试,得到H01和H02的热分解特性参数。结果表明:HTPE推进剂(基础配方为HTPE/A3/AP/Al/PSAN)中相稳定硝酸铵(PSAN)/高氯酸铵(AP)含量比值增加对推进剂的初始分解峰影响不大,HTPE推进剂的第一步分解是增塑剂A3的热分解,H01和H02的表观活化能分别为127.28kJ·mol~(-1)和123.43kJ·mol~(-1);在绝热条件下,H01的起始分解温度较高(147.78℃),高于H02的起始分解温度(136.44℃),反应结束后,两种物质系统的最大压力分别为0.709 MPa和0.531 MPa;H01的绝热温升(246.94℃)高于H02(184.47℃),发生热分解反应时,严重度更大,初始的热分解反应更为剧烈。因此,PSAN/AP含量比值增加有助于降低HTPE推进剂在热刺激下的响应程度。 相似文献
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为探索HMX对固体推进剂配方的低易损特性的影响,选取两种固体推进剂典型配方A和B(两配方的差异在于A中添加了20%的HMX,B不含有HMX),分别开展了不同冲击方向下的子弹撞击、高速破片撞击和聚能射流撞击试验。结果表明,子弹撞击试验和破片撞击试验中,固体推进剂A和B的响应类型均为燃烧;与子弹撞击试验的相比,样品中加入少量HMX对破片撞击试验中的燃烧速率提升较为明显,轴向和径向试验中燃烧速率分别提升了4.44倍和1.15倍;推进剂轴向撞击刺激响应程度平均为径向的1.61倍;在射流撞击试验中,样品A发生了爆轰,样品B发生了爆燃。由此可见,HMX对复合固体推进剂在射流试验中的响应特性具有显著影响。 相似文献
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