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为了拓宽蒸发式火焰稳定器的贫油熄火边界,在0.14~0.3Ma及483K的来流条件下,试验研究了裙板长度及头部开孔率对贫油熄火性能的影响。采用冷态流场数值模拟结合蒸发式火焰稳定器燃烧负荷参数的方法分析与预测蒸发式稳定器贫油熄火性能。研究结果表明,裙板减小了稳定器头部进气量且增加了局部回流区的体积,减小了燃烧负荷参数,因此裙板长度为32.5mm的稳定器贫油熄火特性优于不带裙板的火焰稳定器。蒸发式火焰稳定器随着头部开孔率增大,头部进气量增加,因此燃烧负荷参数增大,头部开孔率6.4%的稳定器贫油熄火特性优于头部开孔率9%的火焰稳定器。不同结构参数的蒸发式火焰稳定器的无量纲燃烧负荷参数与贫油熄火局部油气比成线性关系,可以用于预测不同结构参数的蒸发式火焰稳定器贫油熄火性能。 相似文献
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沙丘驻涡蒸发式稳定器低压性能的试验研究 总被引:6,自引:2,他引:6
为了探讨沙丘驻涡蒸发式稳定器低压性能降低的原因,寻求改善措施,对稳定器常压下的流阻特性及低压下的点火及火焰稳定特性进行了试验研究,试验中改变了稳定器的开孔规律,低压试验的进气压力分别为0.08MPa、0.06MPa及0.05MPa。试验发现:原型稳定器从主流引入稳定器内的气流破坏了常规沙丘驻涡稳定器特殊型面形成的理想流场,恶化了从蒸发盘出口的两相混气的二次雾化、蒸发及掺混,使稳定器低压性能降低,改型后其点火及火焰稳定性能明显提高,总体性能超过V型蒸发式稳定器。 相似文献
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为实现空气/煤油燃气发生器的可靠点火和稳定燃烧,采用试验与数值仿真相结合的方法对V槽火焰稳定器应用于燃气发生器时阻塞比和安装位置的选取进行了研究。发现不同阻塞比的火焰稳定器安装于燃气发生器不同位置时局部油气比可以是富油或贫油,甚至出现火焰稳定器一侧为贫油,另一侧为富油的状态。从接近当量比侧向贫油侧的热量和质量传递可以使得贫油侧的火焰稳定性能提高。钝体稳定的空气/煤油部分预混火焰存在“熄火-再点火”过程,其熄火频率为30Hz,高于贫油预混火焰的10Hz。阻塞比约0.6的V槽火焰稳定性能较好,获得了空气/煤油燃气发生器采用钝体稳定火焰时稳定器安装的特征长度范围。 相似文献
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为了研究内转式进气道的自起动性能以及下壁面泄流对自起动的影响规律,开展了数值计算和风洞实验,数值计算采用准定常的方法,风洞实验通过阴影录像以及下壁面丝线显示相结合的方法确定进气道的起动状态。结果表明Ma5、攻角0°时进气道不能自起动,下壁面存在大范围的三维流动分离,流动损失严重。为了提高进气道的自起动能力,在下壁面距前缘400mm位置开孔泄流,开孔区域约100mm×40mm,开孔率0.2,实验模型孔径3mm;研究表明,泄流后进气道顺利自起动,总压恢复系数提高了0.25,泄流量损失仅为捕获流量的1%。进一步数值研究表明,泄流构型在攻角0°时的自起动马赫数在4.3~4.4,泄流极大地拓宽了进气道的工作范围。 相似文献
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专用跨声速风洞开孔壁试验段设计数值模拟 总被引:3,自引:1,他引:2
在跨声速范围内,战斗机内埋式武器弹舱流场具有强烈的非定常特征。为获得准确的试验数据,需要对我国唯一的2 m量级以上的2.4 m×2.4 m引射驱动式跨声速风洞开孔壁面试验段进行适应性改造。通过采用计算流体力学(CFD)数值模拟方法对引导风洞试验段设计方案进行评估优化,以获得最佳设计结果。与采用马赫数为1.4的喷管和开孔壁面试验段时的试验结果相比较,文中采用的开孔试验段壁板边界条件能获得较为准确的流场特性。对设计方案的数值研究结果表明,前过渡段的收缩与扩张降低了试验段气流质量,后过渡段引射缝开度明显影响分离特性,对前过渡段开孔率分布规律的优化使试验段流场均匀性达到了试验要求。 相似文献
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在来流温度773~1 073 K、来流马赫数020~032及常压条件下,试验研究了来流温度及马赫数对一体化凹腔支板稳定器(ICBSF)贫油熄火(LBO)性能的影响。结果表明:由于凹腔结构有利于燃油的蒸发与雾化,一体化凹腔支板稳定器的贫油熄火油气比为0001 3~0002 7,具有较宽的贫油熄火边界;与传统钝体火焰器类似,一体化支板稳定器的贫熄油气比随着来流马赫数的增加而增大,随着来流温度的升高而减小。此外,当来流温度显著增高时,来流马赫数对一体化支板稳定器贫油熄火油气比的影响变弱;同样,当来流马赫数显著增高时,来流温度的影响也变弱。 相似文献
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亚燃冲压发动机中凹腔与V槽火焰稳定器性能对比分析 总被引:6,自引:3,他引:3
通过亚燃冲压发动机直连式试验和数值计算,对凹腔火焰稳定器及V槽火焰稳定器的点火性能和燃烧性能进行了初步研究.结果表明,凹腔火焰稳定器可以直接用高能火花塞点燃,而V槽火焰稳定器只能用氢气引导火焰点燃;火焰稳定方式与燃料的喷注方式相对应,中心喷注方式适用于V槽火焰稳定器,壁面或者贴近壁面的喷注方式适用于凹腔火焰稳定器.燃烧性能方面,凹腔属于边区组织燃烧方式,V槽火焰稳定器属于中心组织燃烧方式,更有利于已燃气体和未燃气体的混合.凹腔与V槽的燃烧效率较为相近,但V槽火焰稳定器具有较高的总压损失. 相似文献
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凹腔对一体化支板火焰稳定器燃烧性能的影响 总被引:1,自引:1,他引:1
在来流温度为780~850℃、来流马赫数为0.16及油气比为0.002~0.006的条件下,试验研究了凹腔对喷油/稳定一体化支板火焰稳定器燃烧效率及熄火性能的影响,并结合数值模拟进行辅助分析。结果表明:在不同油气比条件下,带凹腔的一体化支板火焰稳定器均能实现稳定高效燃烧;不带凹腔的一体化支板火焰稳定器燃烧效率始终低于带凹腔的一体化支板火焰稳定器,随着油气比的增加,两者燃烧效率差距逐渐缩小;带凹腔的一体化支板火焰稳定器较不带凹腔的一体化支板火焰稳定器有更好的熄火性能;凹腔结构促进了燃油雾化与蒸发,从而提高一体化支板火焰稳定器的燃烧性能。 相似文献
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在来流温度为300~483 K、来流马赫数为014~03和含湿量为0~016的条件下,以蒸发式火焰稳定器研究对象,基于冷态流场数值模拟研究以及含湿量对燃烧负荷参数、燃烧反应、燃油雾化等的影响分析,提出了考虑含湿量的Lefebvre贫油熄火油气比修正方法,探讨了含湿量对蒸发式火焰稳定器贫油熄火性能的影响规律。研究结果表明:当含湿量增加时,蒸发式火焰稳定器的燃烧负荷参数增加,贫油熄火油气比显著增大,燃烧负荷参数不能完全表征贫油熄火油气比的变化,含湿量对燃油雾化的影响不容忽略。 相似文献
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作者普对横向气流中单个直射喷嘴下游稳定器表现集油问题做了一定的理论分析和试验研究,且两者符合的很好^[1,2]。本文利用以前结果,引入Longwell均匀搅拌器反应模型^[3]。考虑了稳定器油膜蒸发,回流区化学反应等因素。对稳定器回流区的气态油气比,燃烧效率和稳定工作范围做了深入的分析,得出来流参数,喷嘴口径,稳定器几何尺寸及位置对上述特性的影响。 相似文献
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一种引燃式组合火焰稳定器 总被引:2,自引:0,他引:2
本文介绍一种涡轮风扇发动机加力燃烧室引燃式组合火焰稳定器的设计与试验研究。带波纹槽的吸入式主稳定器和辐射状带吸入孔的径向稳定器构成了这种引燃式组合稳定器。二元和两股流缩尺水流模拟试验显示了这种稳定器后方的气流结构,说明它能起引燃作用,并使内涵火焰强有力地支援外涵火焰。 相似文献
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采用热色液晶瞬态测试技术测量了带肋和出流孔通道各壁面的换热系数分布,分析了雷诺数和出流比对换热系数的影响,其中雷诺数的变化范围是20000~80000,出流比的变化范围是0.3~0.6。结果表明:出流比的变化对各壁面均有较大影响,无出流孔带肋壁面的换热沿通道减弱,带肋和出流孔壁面的换热在通道入口处先增大之后沿通道减小;各壁面平均换热增强系数随雷诺数增大而减小。无出流孔的带肋壁面和侧壁的平均换热增强系数随出流比增大而减小,带肋和出流孔壁面的平均换热增强系数不随出流比变化而变化。 相似文献
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为了实现涡轮基组合循环发动机燃烧室工作条件下的火焰稳定性与点火要求,首先在超级燃烧室工作条件下定性地分析了两相混气中薄膜蒸发稳定器的稳定机理和燃油蒸发过程。其次,在二元试验段内对Ma=0.1~0.4,T=450~600K的来流条件下对薄膜蒸发稳定器的贫油点火和贫油熄火性能进行试验研究。研究结果表明:相同Ma下,贫油点火当量比与贫油熄火当量比随温度的升高而降低;温度相同时,两相混气中的贫油点火当量比受燃油蒸发的影响较大。通过顺喷和逆喷两种供油方式的试验对比研究发现,雾化槽供油在较高Ma数和较高温度下具有优越的点熄火性能,能够满足涡扇冲压组合发动机燃烧室的使用要求。 相似文献