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71.
为研究航空发动机对转轴间的流动与换热,建立了无轴向通流的对转环腔湍流边界层的修正卡门三层结构速度分布模型。基于该速度分布模型并依据动量传递与热量传递的比拟理论,推导了外轴内壁面换热努塞尔数的表达式及准则关系式。与CFD数值计算的速度分布、外轴内壁面换热努塞尔数进行对比验证,结果表明,对转环腔湍流边界层的修正卡门三层结构模型给出了一致的速度分布和换热规律。理论与CFD计算得到的外轴内壁面换热努赛尔数在低旋转雷诺数下符合较好,高旋转雷诺数下偏离不超过20%。 相似文献
72.
研究了长细比大的管形装药固体火箭发动机在燃烧过程中的侵蚀燃烧和滞点漂移现象,视燃烧产物为准定常流动,使用分段解析法,进行内流场的数据模拟,并对滞点漂移进行了计算。 相似文献
73.
大弹径的无缝单孔棒状推进剂的侵蚀燃烧效应,对其内弹道性能有显著的影响。为研究其侵蚀燃烧现象,提出了一种着重强调湍流与燃烧相互作用的易行模型。实验台上用的是一种设计成大肉厚的(约1.0cm)、中孔圆筒形药柱。药柱燃面的瞬时位置,用实时X射线照相术来测定。X射线照片表明,在强横向流作用下,实测的NOSOL—363棒状推进剂的瞬时燃速,明显地高于它的线燃速(4—32倍)。证明了这种测试方法的有效性。 相似文献
74.
75.
76.
使用低雷诺数 k-ε模型、标准 k-ε模型和改进的 k-ε模型计算了半封闭圆形冲击射流的紊流流场 ,并将结果作了对比。其中 ,改进的 k-ε模型在其模化过程中重新考虑了 ε方程中的脉动压力扩散项。结果表明 :低雷诺数 k-ε模型、标准 k-ε模型的计算结果很差 ,而改进的 k-ε模型的结果却要好得多 ,特别是对紊动能的改进尤其明显。因此可以认为 :标准 k-ε模型的计算结果很差是由于它在模化中没有考虑脉动压力扩散项 ,而并不是文献中所认为的是由于在近壁区使用了壁面函数法。 相似文献
77.
为揭示机匣可磨耗涂层磨损造成的叶尖间隙和粗糙度变化对压气机气动性能的影响规律,针对不同刮磨形貌下Rotor 37转子性能进行了数值模拟研究。结果表明,压气机等熵效率和出口流量对刮磨间隙和粗糙度的变化较为敏感,降幅最高可达1.78%和0.83%,而压比变化不大;刮磨间隙深度增加,刮磨最深位置前移时,叶尖泄漏增强,泄漏流与上端壁附面层及主流相互作用演变为泄漏涡,与激波相互干涉,造成较大的叶尖损失;压气机气动性能受磨损区域粗糙度影响较小,虽然等熵效率对粗糙度变化较为敏感,但最大降幅也仅为0.38%。磨损区域粗糙度增加时,近壁区湍流波动加强且气流更易分离,引起叶尖泄漏流和叶片尾迹区域的流动结构变化,使压气机气动特性向低流量方向偏移。 相似文献
78.
风兜面积对气冷喷油杆性能影响的数值研究 总被引:3,自引:0,他引:3
以某型涡扇发动机加力燃烧室气冷喷油杆为研究对象,在梯形截面的风兜下底和高度不变的情况下,通过改变上底长度得到一系列不同风兜面积的几何模型,综合考虑外流场对气冷喷油杆内部流动和换热特性的影响,对其在巡航状态下进行了流/热/固耦合三维数值模拟研究,获得了不同风兜面积对气冷喷油杆引气率、冷却空气喷口流量分布、壁面平均冷却效果、壁面最高温度的影响规律.结果表明:引气率随风兜面积增大线性增大;喷油嘴凸台周围冷却空气喷口的流量沿气冷喷油杆内冷却空气流向呈二次曲线规律变化,且随风兜面积增大分布趋于均匀;随风兜面积增大,喷油杆、隔热套壁面平均冷却效果线性增大,壁面最高温度降低;有效抑制内涵高温燃气倒灌进入隔热套是避免喷油杆局部高温的关键. 相似文献
79.
应用CFD计算软件ANSYS CFX对水力直径为0.4mm的矩形截面微尺度通道中的气体流动进行了数值模拟.采用了3种流动模型,即γ-Reθt转捩模型、层流模型和剪切应力输运(SST)模型,并将模拟结果与实验结果进行了对比.模拟结果表明:层流模型及SST模型不具有预测转捩的能力;γ-Reθt转捩模型捕捉到了临界雷诺数且摩擦因数相对误差在20%以下.在未达到临界雷诺数之前,通道后部已经出现局部湍流区,且局部湍流区随着雷诺数的增大而增大.壁面摩擦因数的最低点对应的流向位置与通道中前后湍流区的交结位置几乎一致. 相似文献
80.
针对目前单边膨胀喷管(Single expansion ramp nozzle:SERN)设计方法的缺陷,提出了通过指定壁面压力分布规律来反设计喷管型线的方法,获得了膨胀面型线反设计程序。根据给定的最优壁面压力分布反设计了喷管型线,将该喷管与最大推力喷管进行了性能对比研究,并对该喷管进行缩比冷流试验,试验和数值模拟结果吻合很好。结果表明:在设计点,相比于最大推力喷管,该喷管的轴向推力系数比最大推力喷管只降低0.07%,而升力和俯仰力矩分别提升了23.08%和2.82%,验证了设计思想的正确性,为SERN的设计提供了一种高效而新的设计方法。 相似文献