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G u i l l a u m e D é r i e n – I n g 3 C S S – g u i l l a u m e . d e r i e n @ t i s c a l i . f r P a g e | 1

Cours de PROPULSION FUSEE

Monsieur Yves BLIN ING 3 – CSS

Promotion « Gaël » 2007


SOMMAIRE

I. GENERALITES SUR LA PROPULSION FUSEE ............................................................... 3 A. DEFINITIONS .........................................................................................................3 B. APERÇU HISTORIQUE ............................................................................................4

1. PREMIERES ROQUETTES A POUDRE NOIRE JUSQU’AUX REALISATIO NS MODERNES. .......................................................................................................................4

2. MOTEURS A PROPERGOLS LIQUIDES ...............................................................4 C. LES DIFFERENTS TYPES DE MOTEURS FUSEES ......................................................5

1. PROPULSION CHIMIQUE ..................................................................................5 2. PROPULSION NUCLEOTHERMIQUE ..................................................................9 3. PROPULSION FUSEE ELECTRIQUE ................................................................. 11 4. LES DO M AINES D’APPLICATION DES MOTEURS FUSEES ............................... 15 5. LES DOMAINES CARACTERISTIQUES DES SYSTEMES PROPULSIFS ................ 16

II. OBTENTION DE LA FORCE PROPULSIVE CHIMIQUE ...................................... 17 A. LA THERMOCHIMIE DES PROPERGOLS .............................................................. 17

1. PRINCIPE DE CALCUL ..................................................................................... 17 2. COMPOSITION DES PRODUITS APRES REACTION ......................................... 18 3. DETERM INATIO N DE L’ENTHALPIE DES PRODUITS DE COMBUSTION .......... 19 4. ENTHALPIE DU PROPERGOL INJECTE ET DETERMINATION DE LA

TEMPERATURE DE COMBUSTION .................................................................................. 20 B. DETENTE ............................................................................................................ 20

1. DETENTE ISENTROPIQUE DANS UNE TUYERE ............................................... 20 2. ÉTUDE DE LA DETENTE DANS L’HYPO THESE M ELANGE A M, Γ CONSTANTS 21 3. MELANGE FIGE .............................................................................................. 23 4. MELANGE EN EQUILIBRE ............................................................................... 24 5. COMPARAISON DES RESULTATS OBTENUS PAR CES 3 METHODES .............. 24 6. DETENTE DANS UNE TUYERE D’UN M ELANGE GAZEUX CONTENANT DES

PARTICULES LIQUIDES OU SOLIDES. ............................................................................... 24 7. VARIATIONS DE LA VITESSE D’EJECTIO N ....................................................... 29

C. LES PERFO RM ANCES D’UN MOTEUR FUSEE. .................................................... 33 1. VITESSE CARACTERISTIQUE ........................................................................... 33 2. PERFORMANCES DYNAMIQUES .................................................................... 34 3. AUTRES PARAMETRES CARACTERISTIQUES DES MOTEURS FUSEES ............. 38

III. LES PROPERGOLS........................................................................................ 41 A. NOMENCLATURE DES PROPERGOL SOLIDES COMPOSITES ............................... 41

1. PREFIXES ........................................................................................................ 41 2. LETTRE CENTRALE ......................................................................................... 41 3. SUFFIXE ......................................................................................................... 41

B. COURS: VOIR POLY ............................................................................................ 41 IV. LA TECHNOLOGIE DES MOTEURS A PROPERGOLS LIQUIDESERREUR ! SIGNET NON DEFINI. V. LA TECHNOLOGIE DES MOTEURS A PROPERGOLS SOLIDESERREUR ! SIGNET NON DEFINI.


I. GENERALITES SUR LA PROPULSION FUSEE

A. DEFINITIONS

O n dit qu’un m obile est propulsé par une fusée, ou encore qu’il est autopropulsé lorsque la force propulsive qui lui est appliquée est obtenue par l’éjection à une certains vitesse relative d’une partie de sa propre masse.

Moteur fusée : dispositif éjectant cette masse, on parle aussi de réacteur fusée La différence m ajeurs avec les m oteurs traditionnels, est qu’il s’agit de m oteurs anaérobie. Ils

n’em pruntent aucun élément nécessaire à son fonctionnem ent à l’extérieur. Pour fournir une certaine vitesse à la masse éjectée, il faut de l’énergie. 2 cas :

source d’énergie est séparée de la m asse éjectée : propulsion nucléaire, propulsion électrique, propulsion thermosolaire)

source d’énergie (chim ique) est contenue dans la m asse à éjecter : propulsion à propergol – solide ou liquide)

Quand la source d’énergie est contenue dans la m asse m otrice elle-même, on dit que la propulsion est propergolique. La masse active éjectée est appelé un propergol.

On a des réactions chimiques exothermiques, entre atomes et molécules qui vont générer des gaz chauds.

Cette énergie chimique peut être libérée à travers 3 types de réactions :

réaction d’oxydoréduction

réaction décom position d’un corps

Réassociation d’atom es ou de radicaux libres stockés au voisinage du 0 absolu. On classe les propergols en fonction de l’état dans lequel on les stocke avant réaction et en

fonction du type de moteur-fusée auquel ils conduisent. 3 états de la matière :

Solide

Liquide

Gazeux Moteur hybride : combustible – solide ; comburant – liquide lithergol On peut aussi classer les ergols en fonction du nombre de réservoirs utilisés à bord de la

fusée pour leur stockage.

Mono-ergol : 1 seul réservoir o Propulsion solide o Propulsion gazeuse o Propulsion liquide

Diergol : 2 réservoirs o 1 réservoir : comburant o 1 réservoir : combustible

Triergol : 3 réservoirs o 2 réservoirs : hydrogène / 1 autre combustible o 1 réservoir : comburant

On peut aussi classer les ergols en fonctionnement de leur température de stockage

Stockable


Semi stockable (-20/-30°C)

Cryotechnique (oxygène/hydrogène) Lorsque les propergols interagissent (réaction de com bustion) sans apport d’énergie

extérieure, on parle de propulsion hypergolique.

B. APERÇU HISTORIQUE

Antiquité : prem ier m oteur à réaction par éopile, Héron d’alexndrie.

1. PREMIERES ROQUETTES A POUDRE NOIRE JUSQU’AU X REALISATIONS MODERNES.

Les premiers moteurs-fusées connus utilisaient des propergols solides : de la poudre noire (charbon – salpêtre – soufre). Invention au 7 ème – 8ème siècles puis première utilisation en chine en 1232 sur des flèches tirée à l’arc.

La poudre noire est introduite en occident au 13ème siècle par les arabes.

Roquettes incendiaires

Artillerie Après une utilisation m ilitaire, la poudre noire est utilisée pour les feux d’artifices. Sir W illiam

Congreve développe toute une panoplie de roquette au 19ème siècle. La première attaque se passe à Boulogne en 1805 sur la flotte française. En 1807, Copenhague est ravagée par 30 000 roquettes incendiaires. 1815, la bataille de W aterloo. 1830, expédition d’Alger. 1855, guerre de Crimée.

Premier quart du 20ème, invention par Nobel de la nitroglycérine puis de la TNT. Engins autopropulsés allemands, NEBELWERFER Armes antichars : Bazooka, Panzerfaust

2. MOTEURS À PROPERGOLS LIQUIDES

Origine beaucoup plus récente par le péruvien Pedro E. Paulet en 1895, utilisant du peroxyde d’azote et de l’essence.


En 1903, Tsiolkovski publie un article sur le déplacement par moteur-fusée. Hermann Oberth publie en 1923 un ouvrage nommé « Par fusée vers l’espace planétaire »

EN 1927, est créée la Société du Voyage Spatial. 1933, publication de « Technique du vol fusée » par l’ingénieur viennois Eugène Sanger.

1942, le premier missile balistique réussi son premier vol, le V2.

Moteur-fusée à propergols liquides o alcool méthylique (méthanol) (3 710 kg) o oxygène liquide (4 900 kg)

Poids au lancement : 12 900 kg Autres fluides : eau oxygénée (130 kg) ; permanganate de sodium (16 kg) ; azote (15 kg) Poussée au décollage : 25 000 kg Longueur : 14m Diamètre : 1,65m Temps de combustion : 66 s Vitesse maximale : 5 400 km/h Altitude maximale : 96 km Portée : 250 km Charge explosive : 750 kg avec le problème de l'échauffement lors du vol (jusqu'à

1 200 °C en surface)

En parallèle au USA, Robert Goddard réalise un premier moteur en 1920 à propergol liquide. Le 16 m ars 1926,il réalise le prem ier vol. 1930 voit la création l’Am erican Rocket Society.

C. LES DIFFERENTS TYPES DE MOTEURS FUSEES

Moteurs chimiques

Moteurs nucléo-thermiques

Moteurs électriques

Moteurs photoniques

Moteurs solaires

1. PROPULSION CHIMIQUE

A) ENERGIE CHIMIQUE

Libérée dans des réactions exothermiques type oxydoréduction ou décomposition d’un corps.

Energie disponible = h (= différentiel d’enthalpie

h = (qf)i – (qf)f

= Chaleur de formation produits initiaux – chaleur de formation produites finaux H2+1/2O2H2O

h = hthéorique avec < 1 En propulsion chimique, la température de combustion T0 = 3000K<T0<5000K Ordre de grandeur énergie disponible en propulsion chimique =

2000Kcal/kgergol < h < 4000Kxal/kgergol

http://fr.wikipedia.org/wiki/M%C3%A9thanol

http://fr.wikipedia.org/wiki/Oxyg%C3%A8ne

http://fr.wikipedia.org/wiki/Azote


Vitesse d’éjection des gaz à la sortie tuyère : 1800m/s < Ve < 4500m/s Isp : Im pulsion spécifique, elle s’exprim e en secondes et est applicable dans le vide.

Ve=g0Isp

Isp = c’est la durée en secondes pendant laquelle le m oteur-fusée est capable délivrer une poussée de 1kgf avec 1 kg d’ergols.

Donc plus l’Isp est élevée et m eilleur est le m oteur.

(1) MOTEUR À PROPERGOL SOLIDE

Encore appelé m oteur à poudre. C’est le m oteur le plus sim ple en term e d’architecture. Ce sont des moteurs Mono-ergol. Le réservoir qui contient l’ergol solide sert aussi de cham bre de combustion. Le réservoir doit donc supporter la pression de combustion qui est des plusieurs dizaine de bars. La structure doit permettre de supporter cette pression, ce qui implique une structure plus lourde. Cela conduit à des étages dont les indices structuraux (k).

𝐾 = 𝑀 𝑠𝑀 𝑒

Schéma de principe :

Vue en coupe :

Cas du moteur à plusieurs segments :

Enveloppe ( acier ou composite)

Propergol solide Protection thermique (liner)

Tuyère

Dispositif d’allum age


Introduction du propergol dans le propulseur.:

Technique de chargement par batch. O n m et l’élém ent et on m élange pour fabriquer le propergol. Ensuite, le réservoir est maintenu à la verticale et on vient versé le propergol dans le réservoir. Un mandrin permet de placer par la suite le canal central.

(2) MOTEUR À PROPERGOLS LIQUIDES

Mandrin

Joint


Si réaction de décomposition monoergol : utilisation d’hydrazine (H2O2, N2H4)

(3) MOTEURS À PROPERGOLS GAZEUX

Fonctionnement très simple :

(4) MOTEURS HYBRIDES (MOTEUR LITHERGOL)

2 ergols : Comburant liquide Combustible solide

Réservoir à très haute pression

Vanne

Sys. alim

Système à double fond

Sys. injection Chambre

de combustion

Système à fond commun


2. PROPULSION NUCLÉOTHERMIQUE

La source d’énergie séparée du fluide propulseur est un réacteur à fission. Le chauffage du fluide propulseur est chauffé par le réacteur. Il s’agit en l’occurrence de dihydrogène. Il est ensuite éjecté par une tuyère convergente-divergente.

Turbine Pompe

LH2

Barres de contrôle réflecteur réacteur

Protection contre les radiations enveloppe de pression tuyère

Comburant liquide

Combustible solide

Générateur de gaz Système

d’injection


T = 2500K

Isp = 800 à 850s Concepts futurs : cœ ur nucléaire liquide voire gazeux. Inconvénients et contraintes technologiques :

Rapport poussée/poids faible : ne peut pas être utilisé sur le prem ier étage d’une fusée par exemple, seulement sur les étages intermédiaires ou supérieurs.

Dangers d’origine nucléaire : - Radiations - Chauffage + structures

Durée de la montée en puissance du réacteur nucléaire, cad quand on commence à enlever les barres de contrôle.

Problème du choix des matériaux capables de travailler à T élevée dans une ambiance hydrogénée.


Moteur ROVER NERVA américain

3. PROPULSION FUSÉE ÉLECTRIQUE

Principe : Une source d’énergie externe perm et une génération d’énergie électrique. Celle-ci va

permettre de chauffer et/ou accélérer le fluide propulseur. La poussée est comprise entre 5mN et 10N mais ce sont des moteurs hyper efficaces. 4000s < ISP < 20 000s

A) MOTEUR ÉLECTROTHERMIQUE

Hydrogène (ergol) :

Propulsion chimique H2+O2

Enthalpie récupérable : 3000Kcal/Kg

2000 K Enthalpie récupérable : 7000Kcal/Kg

4000 K Enthalpie récupérable : 70 000Kcal/Kg Exemple de réalisation :


Propergol = lithium Pression dans la chambre = 1,3mb Rapport de détente = 40 Enthalpie du lithium = 71 600 kcal/kg Température chambre = 5000K Isp = 2000s Poussée = 9,6N Puissance générateur = 145 KW Puissance jet = 92KW Rendement = 0,63 Ce genre de propulsion est plus utilisé pour le maintien à poste car cela met trop de temps

pour la mise à poste.

B) MOTEUR IONIQUE

Le principe est l’accélération par un cham p électrique ou m agnétique des ions form és à partir d’un propergol.


Vitesse d’éjection des ions (Ve)

𝑉𝑒= 2𝑉 µ

V = différence de potentiel µ = masse des ions ε = charge des ions W = puissance électrique nécessaire Poussée = F

𝐹 = 2 × 𝑊 ²𝑉 × µ

ε

Pour un V donné, Ve est d’autant plus élevée, il faut µ le plus faible possible. Pour un F donné, le W est d’autant plus faible que µ est grand.

Nécessité d’un com prom is, on utilise alors des atom es de m asse m oyenne : - Césium 133 - Mercure 200


Exemple de réalisation : - Propergol : césium - Vitesse d’éjection : 90 000m/s - Poussée : 7mN - Puissance électrique : 600W - Masse moteur : 6,4kg - Diam ètre du faisceau d’ion : 76mm - Rendement : 0,5

C) MOTEURS PLASMIQUES

Objectif : éjecter un plasma à bord par chauffage (bombardement électrothermique,

électronique) puis accélérer par un champ magnétique.

D) PROPULSION PHOTONIQUE

Carlo Rubbia, prix Nobel de Physique, a présenté au printem ps 2002 à un congrès de l’AAAF un

concept de moteur à propulsion électromagnétique (photon) grâce une ampoule à fission nucléaire. L’idée avait été form ulée par Eugen Sänger.

Exem ple d’utilisation : Poussée : 10N Réacteur nucléaire : 3GW T = 3000°C

Émission de photons Cône de whinstone

Métal liquide Réacteur

nucléaire


Cône de whinstone : 462,5m² et 26m de diamètre à la base.

4. LES D O M AIN ES D ’APPLICATION DES MOTEURS FUSEES

A) DOMAINE CIVIL (EXIGENCES DE COUTS)

- Les feux d’artifice - Les feux de détresse - Les fusées-sondes atmosphériques

B) DOMAINE MILITAIRE (EXIG EN CES D ’O PÉRABILITÉ)

- Roquettes (types mlrs) - Propulseurs d’appoint (aide au décollage) - Missiles : air-air sol-air mer-mer air-mer - Missiles balistiques - Leurres autopropulsés

C) DOMAINE SPATIAL (EXIGENCES DE FIABILITE)

- Lanceurs spatiaux - Navettes spatiales - Satellites et sondes spatiales


5. LES DOMAINES CARACTERISTIQUES DES SYSTEMES PROPULSIFS

Type propulsion

Isp (s)

Temps de

combustion (K)

Rapport poussée/Poids

Durée fonctionnement

Puissance

spécifique KW/kg

Fluide propulsif

type

Chimique 1

80 - 500

2500 - 4500

10-2 à 100

<qq heures

0,1 à 1000

H2/02 RP1/O2

N2O4/UDMH

Nucléothermique

500 -

1200

2500 - 2800

10-2 à 30 <qq

heures 0,1

à 1000 H2

Arc électrique

400 -

2000

1500 - 1700

10-4 à 10-2 Qq jours

10-3

à 1 H2

Ionique 5

000 – 25000

--- 10-5 à

10-3 Qq mois

10-3 à 1

Césium

solaire 4

00 - 700

1400 10-3 à

10-2 Qq jours 10-2

à 1 H2


II. OBTENTION DE LA FORCE PROPULSIVE CHIMIQUE

Q uelque soit l’état initial du propergol, le processus de transform ation de l’énergie chim ique en énergie cinétique est toujours le même :

- Com bustion ou décom position d’un propergol qui génère un m élange à m ajorité gazeuse à haute tem pérature. Ces réactions chim iques s’effectuent à pression constante. La thermochimie va nous permettre, à partir des ergols injectés et de la pression de fonctionnem ent visée, d’en déduire la com position chim ique des espèces chim iques après réaction et leurs caractéristiques et d’en déduire la tem pérature en fin de réaction.

- Détente des gaz dans une tuyère convergente – divergente Pour déterminer les caractéristiques du moteur et ses performances : poussée, Isp, etc.

A. LA THERMOCHIMIE DES PROPERGOLS

Hypothèses : On admet que la combustion est adiabatique. A la pression considérée, la réaction est complète. A la température T0 atteinte à la fin de la réaction, les produits obtenus sont en équilibre

chimique. Les produits obtenus sous forme gazeuse sont considérés comme des gaz parfaits. On va donc pouvoir appliquer la loi de Mariotte, celle de Gay-lussac, la formule de Mayer et la

loi d’action de m asse.

1. PRINCIPE DE CALCUL

Avec les hypothèses retenues, la réaction chim ique (com bustion ou décom position) s’effectue

à pression constante (P0) et est adiabatique.

H = variation d’enthalpie

H = (V + pV) = Q + pV + pV =0 car pV =0 L’ENTHALPIE DES PRODUITS OBTENUS APRES REACTION EST EGALE A L’ENTHALPIE DES

ERGOLS AVANT REACTION. Le principe de calcul :

- A la pression P0 donnée on détermine la composition des produits en fonction de la température T

ERGOL 1

Ta1

ERGOL 2

Ta2

P0 T0

Produits après réaction (composition chimique)


- Ensuite, on déterm ine l’enthalpie des produits de réaction pour les différentes valeurs de T.

- O n calcule l’enthalpie des produits avant réaction. (H) - O n va déterm iner pour quelle valeur T0 de T on a l’enthalpie des produits de réactions égale

à Ha. T0 est la température de fin de réaction.

Le systèm e d’équation à résoudre est en général assez com plexe. La m éthode la plus utilisée c’est de linéariser les équations puis de les résoudre par approxim ations successives. On peut être am ené à faire des choix sur les réactions d’équilibre à prendre en com pte.

2. COMPOSITION DES PRODUITS APRES REACTION

Composition chimique = proportion entre les différents corps formés par la réaction. Cette

composition chimique est une fonction de la température. Exemple concret : Les ergols réagissant ne contiennent que 4 types d’atom es :

Oxygène Hydrogène Azote Carbone

Unité de m asse d’ergol injectés va donc contenir :

N0 atom es d’oxygène

Nh atom e d’hydrogène

Nn atom es d’azote

Nc atomes de carbone Après réaction, on pourrait obtenir le mélange gazeux suivant : xCO2 + yCO + zO2 + tH2O + uOH + vH2 + wH + iN2 + qN + rO + sNO

11 inconnues à déterminer Loi de la conservation de la masse :

4 é𝑞𝑢𝑎𝑡𝑖𝑜𝑛𝑠𝑛𝑐 = 𝑥+ 𝑦

𝑛𝑜 = 2𝑥+ 𝑦+ 2𝑧+ 𝑡+ 𝑢 + 𝑟+ 𝑠𝑛𝐻 = 2𝑡+ 𝑢 + 2𝑣+ 𝑤

𝑛𝑁 = 2𝑖+ 𝑞+ 𝑠

�

7 autres relations équilibres chimiques

2 CO2 2 CO + O2 donc 𝐾𝑃𝑜𝐶𝑂2 = 𝑃𝑐𝑜²×𝑃𝑜2𝑃𝐶𝑂 2²

2 H2O 2 H2 + O2 donc 𝐾𝑃𝑜𝐻2𝑂 = 𝑃𝐻2²×𝑃𝑜2𝑃𝐻 20²

2 H2O 2 OH + H2 donc 𝐾𝑃𝑜𝐻2𝑂 = 𝑃𝑂𝐻 ²×𝑃𝐻 2𝑃𝐻 20²

H2 2H donc 𝐾𝑃𝑜𝐻2 = 𝑃𝐻 ²𝑃𝐻 2


O2 2O donc 𝐾𝑃𝑜𝑂2 = 𝑃𝑜²𝑃𝑂 2

N2 2N donc 𝐾𝑃𝑜𝐻2 = 𝑃𝑁 ²𝑃𝑁 2

2 NO2 N2+ O2 donc 𝐾𝑃𝑜𝑁𝑂 = 𝑃𝑁×𝑃𝑜2𝑃𝑁 𝑂 2

J’ai donc 11 équations

l’unité de m asse de propergol après la com bustion donne N m oles = x + y + z + t + … . + s

𝑃𝐶𝑂2 = 𝑥𝑁 × 𝑃𝑜

PCO2 : pression partielle Po : pression chambre de combustion

3. D ETERM IN ATIO N D E L’ENTHALPIE DES PRODUITS DE COMBUSTION

O n ne sait pas évaluer de m anière absolue l’enthalpie. O n ne sait l’évaluer que de m anière

relative par rapport à un état de référence (état standard). Tr = 298,16K (25°C)

Pr = 1 atm Dans cet état standard, on pose que l’enthalpie des corps sim ples dans leur état naturel est

nulle (hypothèse) unité de masse de propergol qui conduit à la génération de 11 espèces chimiques.

espèces chimiques i xi moles pour 1 temps T

HpropergolT (1 unité de masse)= xi × HiT

11

i=1

HiT = 𝑒𝑛𝑡𝑕𝑎𝑙𝑝𝑖𝑒 𝑚 𝑜𝑙𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑑𝑢 𝑐𝑜𝑟𝑝𝑠 𝑥𝑖 à 𝑙𝑎 𝑡𝑒𝑚 𝑝é𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑒 𝑇 à 𝑙𝑎 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑠𝑖𝑜𝑛 𝑇𝑜

HiT = HFiTr + dT

Ti

Tr+ L1−2i

Ti + CP2i . dTT

Ti

HFiTr = enthalpie molaire standard de formation l′′espèce Xi−

→ 𝑐′𝑒𝑠𝑡 𝑙𝑎 𝑞𝑢𝑎𝑛𝑡𝑖𝑡é 𝑑𝑒 𝑐𝑕𝑎𝑙𝑒𝑢𝑟 𝑞𝑢′𝑖𝑙𝑓𝑜𝑢𝑟𝑛𝑖𝑡 à 𝑇𝑟= 298,16𝐾 𝑒𝑡Pr = 1𝑎𝑡𝑚 𝑝𝑜𝑢𝑟 𝑓𝑜𝑟𝑚 𝑒𝑟 𝑐𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑝𝑠 à 𝑝𝑎𝑟𝑡𝑖𝑟 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑝𝑠 𝑠𝑖𝑚 𝑝𝑙𝑒𝑠 𝑝𝑟𝑖𝑠 à 𝑙′é𝑡𝑎𝑡 𝑠𝑡𝑎𝑛𝑑𝑎𝑟𝑑.

Tr < Ti < T

L1−2iTi = chaleur latente m olaire de changem ent d’état

Cp1i = chaleur spécifique m olaire de l’espèce xi dans l’état 1 à pression constante Cp1i = idem qu’au dessus mais pour l’état 2


4. ENTHALPIE DU PROPERGOL INJECTE ET DETERMINATION DE LA TEMPERATURE DE COMBUSTION

DIVERS voir polycopié

B. DÉTENTE

1. DÉTENTE ISENTROPIQUE DANS UNE TUYÈRE

Hypothèses, on va admettre que : - Le propergol brûle complètement dans la chambre de combustion (ceci veut dire que la

cham bre de com bustion est assez grande pour que l’ensem ble des réactions de com bustion ait lieu)

- Q u’à l’entrée du convergent de la tuyère la vitesse d’écoulem ent des produits de com bustion est très faible. On peut négliger leur énergie cinétique à l’entrée de la tuyère.

- L’écoulem ent des produits de combustion (PC) dans la tuyère se fait sans décollement du jet. O n connait les conditions génératrices de l’écoulem ent (Po, To)

T et P diminue Les équilibres chimiques se déplacent Ceci conduit à une évolution de la composition chimique du mélange pendant la détente.

Pour faire un calcul complet et précis il nous faut connaitre les vitesses de déplacement des ces équilibres aux températures élevées.

Ordre de grandeur sur ces vitesses de déplacement des équilibres : CO2 <->CO + 1/2O2 10-2 à 10-3s

H2 <-> 2H 10-5 à 10-6s Le problème, c’est que le tem ps de séjour dans une tuyère est typiquem ent de 10-3 à 10-4s. Il

demeure donc une incertitude sur l’évolution de la com position chim ique dans la tuyère. Pour encadre la solution, on peut analyser la détente dans les deux hypothèses extrêmes

suivantes : - Les temps de mise en équilibre sont grands par rapport aux temps de séjour des produits de

combustion dans la tuyère et que la com position chim ique des PC n’évolue pas pendant la détente. (Hypothèse du mélange figé)

- On considère que les temps de mise en équilibre sont très courts par rapport au temps de séjour dans la tuyère et qu’en chaque tranche de la tuyère la composition chimique correspond aux équilibres aux T et P régnant dans la tranche. (Hypothèse du mélange en équilibre)

détente


Le comportement réel des PC pendant la détente est en fait entre les deux extrêmes. On parle alors de mélange relaxé.

Il existe enfin une troisièm e m éthode approchée utilisée couram m ent en phase d’avant-projet. On considère que pendant la détente le γ et m (m asse m olaire) restent constant. Dans les trois cas, on considère que la détente est adiabatique et réversible, c’est-à-dire isentropique. Enfin, on va considérer que l’écoulem ent dans la tuyère se fait par tranches planes.

2. ÉTUDE DE LA DETENTE D AN S L’H YPO TH ESE M ELANGE A M, Γ CONSTANTS

Cette méthode simplifiée peut être utilisée quand les PC contiennent des particules solides ou liquides m ais qui ne changent pas d’état au cours de la détente. (Pas de condensation ou de solidification pendant la détente).

Cette m éthode perm et d’obtenir des expressions m athém atiques « relativement simples » sur lesquelles on va pouvoir effectuer des études de sensibilité des performances à la variation de certains paramètres moteurs.

Mélange m et γ constants, on passe à la méca flu !

On va utiliser les lois suivantes : - Loi de Mariotte

𝑃𝜌 = 𝑟𝑇 = 𝑅𝑇

𝑚

- L’équation de continuité ρSV = cste

- L’équation de Saint-Venant

V² = 2CpT - La formule de Mayer

𝐶𝑝 − 𝐶𝑣 = 𝑟= 𝑅𝑚

P = pression T = température ρ = masse spécifique du mélange V = vitesse de l’écoulem ent S = section de la tranche de la tuyère où on étudie l’écoulem ent R =constante universelle des gaz parfaits

On peut alors introduire la vitesse du son a

𝑎 = 𝛾𝑟𝑡= 𝑑𝑝𝑑𝜌

𝑀 = 𝑚 𝑎𝑐𝑕 = 𝑉𝑎

O n peut alors dém ontrer la form ule d’Hugoniot : 𝑑𝑆𝑆 = (𝑀 2 − 1) × 𝑑𝑉

𝑉

O n en déduit qu’au col de la tuyère, on a M= 1 parce qu’au col dS=0


O n trouve aussi qu’il y a une vitesse lim ite d’éjection qui ne saurait être dépassée. Cette vitesse limite correspond à une détente infinie. On obtiendra :

𝑉𝑙= 2𝐶𝑝(𝑇0 − 0)= 2𝛾𝛾1𝑟𝑇0

Avec Vl : vitesse limite. Les relations caractérisant l’écoulem ent.

a) Dans une section quelconque de la tuyère

𝑃𝑃0

= 𝑇𝑇0

𝛾𝛾−1

= 𝜌𝜌0

𝛾

𝑃𝑃0

𝛾𝛾−1

= 𝑇𝑇0

= 𝜌𝜌0

𝛾−1

𝜌𝜌0

= 𝑃𝑃0

1𝛾

= 𝑇𝑇0

1𝛾−1

𝑉² = 2𝛾𝛾− 1𝑟𝑇0 1 − 𝑇

𝑇0 = 𝑉²𝐿 1 − 𝑇𝑇0

𝑉² = 2𝛾𝛾− 1𝑟𝑇0 1 − 𝑃

𝑃0

𝛾𝛾−1

𝑀 ² = 2𝛾− 1

𝑇0𝑇 − 1

𝑀 ² = 2𝛾− 1

𝑃0𝑃

𝛾𝛾−1

− 1

𝑏) 𝐴𝑢 𝑐𝑜𝑙 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑡𝑢𝑦è𝑟𝑒 On repère les grandeurs au col avec un indice c Mc = 1

𝑇𝑐𝑇0 = 2

𝛾+ 1

𝑃𝑐𝑃0 = 2

𝛾+ 1

𝛾𝛾−1

𝜌𝑐𝜌0 = 2

𝛾+ 1

1𝛾−1


𝑆𝑆𝑐= 𝛾− 1

2 ×

⎣⎢⎢⎢⎢⎡ 2

𝛾+ 1

𝛾+1𝛾−1

𝑃𝑃0

2𝛾 × 1 − 𝑃

𝑃0

𝛾−1𝛾

⎦⎥⎥⎥⎥⎤

c) Dans la section d’éjection On repère les grandeurs dans la section avec un repère e

𝑉𝑒= 2𝛾𝛾− 1 ×× 𝑟𝑇0 1 − 1

𝛿𝛾−1𝛾

𝛿 = 𝑃0𝑃 = 𝑟𝑎𝑝𝑝𝑜𝑟𝑡 𝑑𝑒 𝑑é𝑡𝑒𝑛𝑡𝑒

𝑉𝑒= 𝑉𝐿 1 − 1

𝛿𝛾−1𝛾

𝑆𝑒𝑆𝑐= 𝛾− 1

2 ×

⎣⎢⎢⎢⎡𝛿

2𝛾 2𝛾+ 1

𝛾+1𝛾−1

1 − 1𝛿𝛾−1𝛾 ⎦

⎥⎥⎥⎤

1/2

𝑀 𝑒 = 2𝛾− 1 𝛿

𝛾−1𝛾 − 1

3. MÉLANGE FIGÉ

Pendant la détente, la composition ne bouge pas. Par contre, γ varie et on peut avoir des changem ents d’états (condensations ou solidification) pendant la détente. Il nous faut établir le diagramme enthalpie – entropie du mélange. On sait que les isobares se déduisent par translation parallèle à l’axe de l’entropie.


Détente isentropique :

[𝑆]0𝑒 = 0 Mélange purement gazeux H ne dépend que de la température

𝑉²𝑒 − 𝑉²0 = [𝐻]0𝑒

4. MÉLANGE EN ÉQUILIBRE

En chaque tranche de la tuyère, il nous faut redéterminer la composition du mélange au T et P régnant dans cette tranche.

Construction petit à petit du diagramme enthalpie – entropie Ensuite idem 2.3 [𝐻]0𝑒

5. COMPARAISON DES RESULTATS OBTENUS PAR CES 3 METHODES

Ve param ètre très im portant pour les perfos du m oteur, donc regardons l’incidence sur la détermination des valeurs de Ve par ces 3 méthodes. Pour les mélanges gazeux qui restent gazeux pendant la détente, les hypothèses (m, γ csts) et mélange figés conduisent à des différences de Ve <1%

Hypothèse des m élanges équilibrés, au cours de la détente, on a une réassociation d’atom es qui libère une énergie thermique. Elle est ensuite réinjecter dans le mélange T qui augmente

enthalpie H qui augmente on récupère du V. Donc Veequilibre>Vemélange figé

Quant T0 ≤ 3000K et rapport de détente faible : ≠ Veeq et Vefigé de l’ordre de 1 à 2% Pour des conditions plus extrêm es que l’on rencontre sur les lanceurs (T > 3000K et fort

rapport de détente), ≠ Veeq et Vefigé de l’ordre de 10%

6. DETENTE DANS UNE TUYERE D ’U N M ELAN G E G AZEUX CONTENANT DES PARTICULES LIQUIDES OU SOLIDES.

Propergol solide mélange gaz –particules Propergol liquide N2H4 (hydrazine) résidus de combustion solide. la modélisation et les calculs sont plus complexes.

P0 P Pe

[

H]e0


Il faut prendre en compte les forces de traînée. Il y a aussi des échanges de chaleur entre particules et gaz. Regardons le m écanism e de calcul en faisant un certain nom bre d’hypothèses

simplificatrices. Les particules ont la même vitesse que le mélange gazeux. (pas de forces de traînée) Les particules ont même température que le gaz. (pas d’échange de chaleur) On admet aussi que : le volume occupé par les particules est négligeable par rapport au volume occupé par le gaz. Il n’y a pas de form ation de particules supplém entaires au cours de la détente et les particules

créées dans la chambre de combustion ne grossissent pas pendant la détente. q = débit massique total de la tuyère qp=débit massique des particules éjectées par la tuyère qg= débit massique des gaz q=qp+qg Posons :

pqX

q hypothèse 4 constante

1

1

g p p

g

q q q qq q qq

Xq

Prem ier théorèm e d’Euler : En écoulement permanent, le débit de quantité de mouvement sortant du volume considéré

est égal à la résultante des forces extérieures appliquées au volume. Le débit de quantité de mouvement sortant : q(V+dV)-qV=qdV

T

0

P

0

S

P V

S+dS

P+dP

V+dV

Section très proche de la précédente

-(P+dP)(S+dS)


Résultante des forces extérieures appliquées au volume.

PS P dP S dSPS PS SdP PdS dPdS

On néglige PdS, on se retrouve avec la relation suivante :

qdV SdP (1)

Equation de continuité :

q SV (2)

Avec ρ = masse spécifique du mélange gaz + particules

g gq SV (3)

Avec ρg=masse spécifique du gaz car le volume des particules est négligeable. (2) (1)

sdV SdPSVdV SdP

SdPVdVS

Et finalement :

0 (4)

dPVdV

dPVdV

on retrouve Bernouilli

L’écoulem ent étant adiabatique, l’enthalpie totale se conserve :

0p g pq c q C dT qVdV

Divisons par q

1

0p gp

X X

q q qc C dT VdVq q q

D’où finalem ent

1 0 (5)C PX X C dT VdV

Avec : c = chaleur spécifique des particules CP = chaleur spécifique à pression constante des gaz.


Intégrons l’équation différentiel (5) entre les conditions génératrices (T0, V0~=0) et les

conditions dans la section d’éjection de la tuyère (Te, Ve) avec Ve, vitesse d’éjection

0 0

1Ve Te

V T

VdV Xc X Cp dT

² 2 1 0 (6)Ve Xc X Cp T Te

Eliminons entre (4) et (5) :

0

1 0

1 0

VdVdpVdV

dpVdV

Xc X Cp dT VdV

dpXc X Cp dT

Q ue l’on peut écrire :

1

1g g g

g g g g

dp Xc X Cp dT

q V V V

Vg=V car VP est négligeable

1

g

g

ggPXrT

q qV q

qq

r = constante du mélange gazeux = R/m

1

1PrT X


Injectons cette relation dans (7)

111

11

dp Xc X Cp dTPrT X

r X TdPXc X Xp dT

p

Ce qui donne :

tan . .

11

cons t pdt détente

r XdT dPT PXc X Cp

Et on note :

11

r Xn

Xc X CpdT dPnT P

Intégrons cette équation différentielle entre les conditions génératrices (T0, P0) et les conditions dans la section d’éjection de la tuyère (Te, Pe)

0

0

( ) ( 0) ( ) ( )

Te P

T Pe

n

dT dPnT P

Ln Te Ln T n Ln Pe Ln Po

Te PeLn LnTo Po

On a finalement :

0 0

nTe PeT P

Reprenons la relation (6)


² 2 1 0

² 2 1 10

² 2 1 0 10

2 1 0 1 (8)0

n

n

Ve Xc X Cp T Te

TeVe Xc X CpT

PeVe Xc X Cp TP

PeVe Xc X Cp TP

Si on augmente la proportion de particules : X augmente Si X1 alors n0 Ve descend

7. VARIATIONS DE LA VITESSE D ’ÉJECTIO N

Ve paramètres dans la performance du moteur fusée poussée O n va s’intéresser aux conséquences sur Ve de l’évolution de certains param ètres (γ, m , T0,

propergol, tuyère). Pour cela, on utiliser la form ule établie dans l’hypothèse m , γ constants pendant la détente.

0 1

0

2 111

e

RVe TPP

A) INFLUENCE DE T0, M ET Γ

T0 = température de combustion T0 augmente Ve augmente M = masse molaire du mélange gazeux M augmente et Ve diminue


Si on calcule Ve

on va trouver que 0Ve

si γ augm ente, alors Ve dim inue

B) INFLUENCE DU RAPPORT DE MÉLANGE

.( )Moxydantm

Mréducteur combustible avec m petit

On a T0, M et γ (avec M grand) évoluent de m anière com binée avec m (petit) On a vu que T0 max quand m proche du rapport stoechiométrique. On pourrait penser que pour avoir Ve max,il faut travailler à m proche du rapport

stoechiom étrique. Hélas, ce n’est pas le cas car M et γ sont supérieurs quand m est proche du rapport stoechiométrique.

Finalement, Ve max pour 1 m éloigné de Mstoechiométrique Exemple H2+02

C) INFLUENCE DU DESSIN DE LA TUYERE

2 3 4 5 6 7 8 9

4000 3500 3000

γ T0(K)

4000

3

900

15 3

800 3

700

10

1,25 --

1,2 --

-

m(g) Ve(m/s)


Dans les paragraphes précédents,nous avons fait l’hypothèse que l’écoulem ent dans la tuyère se faisait par tranches planes et sans décollement. Mais ceci conduit à ce que la tuyère ait la même form e qu’une ligne de courant de l’écoulem ent.

Comment peut-on établir cette forme. Méthode des caractéristiques Si tuyère a une form e d’une ligne de courant, l’écoulem ent est unidim ensionnel à la sortie de

la tuyère.

C’est l’idéal m ais les tuyères utilisées dans les m oteurs fusées doivent satisfaire d’autres

contraintes : poids longueur encombrement simplicité de fabrication Tout ceci conduit à ce que la form e de la tuyère s’éloigne de la form e idéale. Finalement, on utilise de tuyères ayant des ½ angles d’ouverture au som m et de 12 à 18°. Cela

conduit à une perte en poussée de 1 à 3%.

Demi angle d’ouverture


Décollement du jet : critères de décollement symétrique

Pa évolue pendant le fonctionnement du moteur P0 élevé : décollement symétrique

P0faible : décollement dissymétrique

Pour le moment, on ne va traiter que du cas du décollement symétrique SOMMERFIELD a découvert une pression de décollement nommée Pd : La tuyère doit avoir un demi angle au sommet <15°. Ainsi, on a Pd = 0,4Pa. On coupe alors la

tuyère à la section on a Pd = 0,4Pa au décollage

P1 P2 Pd

P0 Pe


Critère plus précis développé par GREEN : travail sur des tuyères avec un ½ angle au sommet =

15°

C. LES PERFO RM AN CES D ’U N MOTEUR FUSEE.

1. VITESSE CARACTÉRISTIQUE

C’est un param ètre qui va perm ettre d’évaluer l’efficacité de la com bustion (liée au propergol).

C C Cq S V

q = débit massique au col de la tuyère. On peut exprimer ρC et Vc en fonction des caractéristiques des gaz formés dans lachambre de

combustion.

12 1

00

0

12 1

0

12 1

0

21

*

1*2

1*2

C

C

q S PrT

S PqC

rTC

RTC

C* = vitesse caractéristique On peut mesurer en essai la vitesse C* (1 pression P0 et des débits) On va tomber sur C*réelle que l’on peut com parer avec C*théorique :

réelle

théorique

C* *C*

= indice d’efficacité en vitesse caractéristique.

En général : 0,95 < η*<0,99

0,4Pa


1* DC

C = coefficient de débit

2. PERFORMANCES DYNAMIQUES

Poussée performance moyenne du moteur. On peut bien mesurer la poussée au sol et donc avoir une bonne idée de la performance du moteur.

I = Impulsion

0

I Fdt

F : poussée τ :temps de fonctionnement du moteur

A) EXPRESSION DE LA POUSSEE AU POINT FIXE.

Poussée = résultante des forces de pression intérieures et extérieures exercées sur le moteur.

intint t

int

intint t

(9)

extS Sex

ext

aS Sex

F P ndS P ndS

P P

F P ndS P ndS

Appliquons le 1er théorèm e d’Euler à la m asse de gaz contenue dans le m oteur.

n

Pa

Pe = pression gaz dans Sej (section d’éjection)

P

int

Surface extérieure Surface extérieure


intint

(10)eS

qVe p nSe P ndS

= débit de quantité de mouvement

0a aSext

p ndS p nSe

Car intégrale de pression sur une surface fermée = 0 D’où :

a aSext

p ndS p nSe

De la formule (10), on va pouvoir tirer que :

intint

eS

e a

p ndS qVeSe p nSe

F qVe p nSe p nSe

Ve Ven

D’où finalem ent :

(12)

F q Ven peSen paSen

F qVe pe pa Se n

F qVe pe pa Se

En fait, on a Fmax dans le vide (pa=0) A une altitude donnée (Pa donnée) quelles sont les conditions pour avoir Fmax pour cette

altitude. ( tuyère adaptée)

B) TUYERE ADAPTEE- POUSSEE AVEC TUYERE ADAPTEE.

A une altitude donnée (Pa), débit et pression connu

F qVe Pe Pa Se

Différentions F

dF Vedq qdVe d Pe Pa Se Pe Pa dSe

dF qdVe dpeSe Pe Pa dSe

Ressortons l’équation de Bernoulli (au niveau de la section d’éjection)


0

( )

dPeVedVee

dPe eVedVedF qdVe eSeVedVe Pe Pa dSeor

eSeVe q

Avec q = équation de continuité au niveau de la section d’éjection

0 max

dF qdVe qdVe Pe Pa dSedF Pe PadSedF FdSe

Quand Pe=Pa, la tuyère est adaptée.

C) GÉOMÉTRIE DES TUYÈRES

(1) TUYÈRE CONIQUE

12°<θd<18° 20°<θc<45° 0,5Rc<R<1,5Rc

θ

d

R

θc

Rc


Wx m oyen // à l’axe de sym étrie du m oteur

.

1 cos

1 cos2

)

calotte ejection S

Wx Ws dSS

DWx Ws D Ws

F D D qVe Pe Pa Se

Cette tuyère permet un gain important sur la longueur du divergent et un gain de performances.

(2) TUYÈRE COQUETIER

Pour un même λ, la longueur de ce type de tuyère est de 22 à 30% plus courte que la tuyère

conique.

1,5RC R=0,382RC RC

θn

θe

𝑅𝑒= √6 × 𝑅𝐶

dS φ dφ

R


D) CONFIGURATION DU JET A LA SORTIE DE LA TUYERE

- Si la tuyère est trop courte :

Si Pe >Pa, alors le jet est sous détendu

- Si la tuyère est trop longue

Si Pe < Pa, alors le jet est sous détendu. Au fur et à mesure que Pe/Pa diminue, α diminue.

3. AUTRES PARAMETRES CARACTERISTIQUES DES MOTEURS FUSEES

A) COEFFICIENT DE POUSSÉE

On note Cf = coefficient de poussée

𝐶𝑓 = 𝐹𝑃𝑜.𝑆𝑐

F = poussée Po = pression de la chambre de combustion Sc = section au col

Pe

Frontière du jet

Onde de choc

Pe

Frontière du jet

Faisceau du jet

Pa


C’est un coefficient, donc sans dim ension 𝐹 = 𝑞𝑉𝑒+ (𝑝𝑒− 𝑝𝑎)𝑆𝑒

𝐶𝑓 = 𝐹𝑃𝑜.𝑆𝑐= 𝑞𝑉𝑒

𝑃𝑜.𝑆𝑐+(𝑝𝑒− 𝑝𝑎)

𝑃𝑜 × 𝑆𝑒𝑆𝑐

Si on reprend les hypothèses du paragraphe 2.2. d’une détente à γ et m constants :

𝐶𝑓 = 2𝛾²𝛾− 1

2𝛾+ 1

𝛾+1𝛾−1

× 1 − 𝑃𝑒𝑃𝑜

𝛾−1𝛾

+(𝑝𝑒− 𝑝𝑎)


- Pour un propergol donné, on a un γ donné. - Cf dépend en fait de Pe/Po et de Pa/Po - Cf est un paramètre caractéristique de la performance de la tuyère Cf Théorique. Dans la réalité : - écoulement non isentropique. - Ve non colinéaire à l’axe de sym étrie de la tuyère. λ - Cf réel évalué par la mesure de 3 pressions ( Po, Pa, Pe)

𝜂𝐹 = 𝐶𝑓 𝑟é𝑒𝑙𝐶𝑓 𝑡𝑕é𝑜𝑟𝑖𝑞𝑢𝑒

η : efficacité de la tuyère. 0,95 < ηF <0,995

Voir planche du cours.

B) IMPULSION SPÉCIFIQUE (ISP)

Cf 2,0 1,2 0,6

1 2 4 6 10 20 40 Rapport des sections

Cf max = 2,246 Détente dans le vide Tuyère adaptée Décollement du jet


𝐼𝑠𝑝 = 𝐹𝑞.𝑔𝑜

q.go = debit poid go = 9,80665m.s-2 L’Isp, c’est le temps pendant lequel le moteur est capable de pousser 1 kg force avec 1 kg

d’ergol. Elle s’exprim e en secondes.

𝐼𝑠𝑝 = 𝐹𝑞.𝑔𝑜 = 𝑞𝑉𝑒

𝑞.𝑔𝑜+(𝑝𝑒− 𝑝𝑎)𝑞.𝑔0 × 𝑆𝑒

𝐼𝑠𝑝 = 𝑉𝑒𝑔𝑜+ 𝑃𝑜𝑆𝑐𝑞.𝑔𝑜 +

(𝑝𝑒− 𝑝𝑎)𝑃𝑜 × 𝑆𝑒

𝐼𝑠𝑝 = 𝑉𝑒𝑔𝑜+ 𝐶 ∗𝑞.𝑔𝑜+

(𝑝𝑒− 𝑝𝑎)𝑃𝑜.𝑆𝑐 × 𝑆𝑒

𝐼𝑠𝑝 = 𝐹𝑞.𝑔𝑜

Or on sait que F = Cf.Po.Sc Donc :

𝐼𝑠𝑝 = 𝐶𝑓.𝑃𝑜.𝑆𝑐𝑔𝑜.𝑞

𝐼𝑠𝑝 = 𝐶𝑓.𝐶 ∗𝑞

L’Isp dépend donc à la fois des perform ances dans la cham bre de com bustion (Po), dépend du rapport de détente (Po/Pe) de la tuyère, dépend de l’altitude (Pa)

Ispvide > Ispau sol Isp théorique Isp réelle η = efficacité globale du moteur

𝜂 = 𝐼𝑠𝑝 𝑟é𝑒𝑙𝑙𝑒𝐼𝑠𝑝 𝑡𝑕é𝑜𝑟𝑖𝑞𝑢𝑒= 𝜂𝑓× 𝜂∗

C) CONSOMMATION SPÉCIFIQUE

𝐶𝑠= 𝑞.𝑔𝑜𝐹 = 1

𝐼𝑠𝑝

Cs s’exprim e en Kg/t.s car on a coutum e d’exprim er le débit en kg/s et la poussée en tonne. Isp en seconde

𝐶𝑠= 100𝐼𝑠𝑝 (𝑘𝑔.𝑡−1 .𝑠−1


D) VITESSE D ’ÉJECTIO N EFFICACE. (VJ)

Quand la tuyère est adaptée (Pe = Pa), dans ce cas F = qVe + (Pe - Pa)Se = 0 On cherche à exprimer F toujours sous la forme F= qV D’où l’introduction de la vitesse d’éjection efficace :

𝐹 = 𝑞𝑉𝑗 Avec :

𝑉𝑗= 𝑉𝑒+ 𝐶 ∗(𝑃𝑒− 𝑃𝑎)


III. LES PROPERGOLS

A. NOMENCLATURE DES PROPERGOL SOLIDES COMPOSITES

1. PRÉFIXES

· Iso : liant polyurethane · Buta : liant polybutadiène · Nitra : liant actif (Prepo/HN) · Sulfu : liant polysulfure · Plasto : liant chlorure de vinyle

2. LETTRE CENTRALE

· l : perchlorate d’am m onium (PA) · n : nitrate d’am m onium · m : hexogène, octogène (NITRAMINE)

3. SUFFIXE

· Ane : aluminum · abe : beryllium · ite : absence de métal

B. COURS: VOIR POLY

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