球心距组装指示式测具设计

直轴式柱塞液压泵有如图 1所示的球铰 ,球心位置正确与否直接影响油泵的性能。在多品种小批量生产中 ,采用组装指示式测具检查零件的球心距 ,保证了产品质量 ,满足了生产要求。图 1　球铰Ｆｉｇ .1　Ｂａｌｌｊｏｉｎｔ1　测具设计测具由锥角支座、校正器、测座和标准件 4部分组成 ,如图 2所示。图 2　球心测具Ｆｉｇ .2　Ｍｅａｓｕｒｉｎｇｔｏｏｌｆｏｒｂａｌｌｃｅｎｔｅｒ1.1　锥角支座使标准件球面底部的合适位置相切于锥面 ,经计算得锥角为 5 6°,取Ｓ 5 6ｍｍ球面与锥面相切后球心至支座底面间距为 (6 0± 0 .0 0 5 )ｍｍ。1.2　…     

大攻角(大侧滑角)下超音速后置旁侧进气道试验研究

简要介绍后置旁侧进气道模型风洞吹风试验结果,特别对大攻角大侧滑角下进气道工作状态进行了详细的讨论。 本试验共设计了A、B两套模型,A模型为半锥进口,采用双下腹部后置旁侧布局;B模型为轴对称进口,采用十字型后置旁侧布局。进气道从气动上采用了单锥混合式、超额定工作设计。试验马赫数M-H为2.0,2.5;攻角为-14°,-12°,-10°,0°,10°,12°,13°;测滑角为0°,10°,12°,14°,15°。 试验结果表明A、B两模型在大攻角、大侧滑角条件下能稳定工作。在进气道拐弯突扩几股气流掺混的条件下测量总压的方案是可行的,其测出的进气道总压恢复系数是令人满意的。     

对螺纹牙型半角误差中径补偿值公式的一点浅见

在HB241-75中规定牙型半角误差的中径补偿值为0.36t·Δ(α/2)(t:螺距,单位:毫米;Δ(α/2):半角,误差单位:分;补偿值单位:微米)。在国军标“MJ螺纹”中规定牙型半角误     

防渗漏锥螺纹的加工

锥螺纹一般用于载流管道连接处,需要严格的密封。根据锥螺纹的结构特点,影响密封的有沿螺旋线方向的间隙带和轴线方向的间隙带。从加工人手减少间隙带的大小,可以防止渗漏。 1.各项误差对间隙带的影响 (1)牙型半角误差△α/2 此误差直接影响内外螺纹两侧面能否紧密贴合。当内外螺纹的牙型半角不等时,在牙侧间就存在间隙,此间隙形成漏油的螺旋环。若间隙很小,只要螺纹材料强度低、塑性高,就可以采取拧紧螺纹,使牙型变形来消除间隙;但若间隙大,螺纹材料塑性低、强度高,依靠拧紧螺纹不足以消除此间隙而造成渗漏。因此在加工中,要尽量保证牙型角准确。     

螺纹连接件锥面密封结构

我厂测绘仿制联帮德国、日本产品样件中发现螺纹连接件的密封结构不同于航标HB4-59-76直角密封形式,大部分为10°、15°、20°角的锥面密封结构.我厂按照这种结构设计的3DLF-1、4DLF-3、SHF-1、DLF-5、6、7等十几种附件产品,其各项性能经测试都能达到或接近国外样件的性能指标。这种锥而密封结构在泄漏试验中均没有发生泄漏,密封效果很好,具有70年代末、80年代初的世界先进水平。目前我国尚没有螺纹锥面密封结构正式标准,为了满足主机配套,在对我厂产品进行了大量测     

中心锥对旋转爆轰发动机内外流场影响的三维数值模拟研究

为探究中心锥对旋转爆轰发动机(Rotating Detonation Engine,简称RDE)内外流场结构与推进性能的影响,本文设计了90°、60°、45°、30°、20°、14°锥角与无中心锥7种构型,对燃烧室内径为78mm、外径为88mm、长度为100mm的RDE进行三维数值模拟,推导了适用于带中心锥RDE的推力公式,获得了各构型下详尽的流场参数。结果表明：在本文构型下中心锥对内流场影响很小,各构型的内流场参数与结构基本一致;中心锥对外流场的爆轰产物有轴向加速与径向吸附作用,能够调控尾部区域的流场特性;中心锥对由压差项产生的推力具有显著的提升效果,最佳推力性能出现在20°中心锥构型中,RDE总推力增益达22.8%。研究结果揭示了中心锥对RDE推力影响的作用机理,阐明了锥角对推进性能的影响规律,对带锥形构型的尾喷管设计工作提供了参考。     

飞行器级间段跨声速脉动压力特性试验

通过脉动压力风洞试验测量，对比分析了跨声速（马赫数介于0.75~1.2）不同锥角和锥长大小的级间段对锥柱外形飞行器局部脉动压力的影响规律。结果表明，肩部脉动压力主要由以低频为主导的激波振荡所致，能量集中在100 Hz左右的窄带区间，且表现为随着马赫数增加，脉动压力系数峰值先增大后减小，并随着肩部激波的后移而不断向后推移。此外，通过对比分析5种不同锥角模型（10°、12.7°、15.3°、20°、25°）的脉动压力系数最大值发现，随着锥角的增加，脉动压力表现出当锥角小于15°时先平缓增加，随着锥角增大脉动压力系数增加幅度进一步加大的趋势。对比分析不同锥长模型的结果发现，锥长对局部脉动压力的最大峰值几乎没有影响，影响的只是脉动压力在肩部作用区域的大小以及峰值出现的马赫数范围，且表现为锥柱级间段越长其作用范围越大，对应于峰值的马赫数区间越宽。     

低温烧蚀材料的烧蚀实验研究

本文给出了低温烧蚀材料的高超声速风洞烧蚀实验研究的结果。模型外形是半锥角为9°的球锥体,头部半径为15毫米和25毫米,材料为蜂蜡和樟脑,实验条件是M_∞=6,α=0°、2°、6°和8°,Re_∞为(1.90～4.42)×10~7米~(-1)。实验结果表明:随着Re_∞的增加,可以获得层流、转捩和湍流烧蚀表面形态和端头烧蚀外形;证实了在实验过程的后期出现平衡外形,在平衡外形中存在角点;融熔型材料和升华型材料的烧蚀表面形态差别较大;有攻角和零攻角的烧蚀外形有较大差异。     

二元收扩喷管设计参数对红外特征影响的数值研究

采用正交试验设计方法进行排气系统红外辐射(IR)特征数值模拟算例的设计,研究了二元收扩喷管(2D-CD)喉部宽高比、喉部型面半径比、收敛半角和扩张半角等参数对排气系统红外辐射特征的影响,并且开展了参数对排气系统红外辐射特征影响灵敏度的分析。结果表明:扩张半角是影响二元排气系统红外辐射特征空间范围最宽的参数,收敛半角主要影响尾向10°~30°范围的红外辐射特征,喉部宽高比主要影响正尾向0°和侧向90°的红外辐射特征,喉部型面半径比对红外辐射特征的影响较小;二元排气系统不同方向上红外辐射特征的最主要影响参数不同,正尾向0°方向上的最主要影响参数是喉部宽高比,侧向90°方向上的最主要影响参数按影响程度大小排序依次为扩张半角、喉部宽高比。     

一种多热力循环组合发动机进气道设计方案

针对马赫数0~6的预冷涡轮+冲压组合多热力循环发动机的宽范围工作要求，提出了一种在马赫数2~6范围内流量系数为1.0的宽范围轴对称进气道变几何调节方案，通过中心锥与分流板的协同平移运动，可在满足涡轮与冲压两通道流量分配要求的同时，实现两通道压缩量的匹配调节。对起始半锥角分别为20°和13°的两种变几何进气道方案开展了设计与对比研究。结果表明：起始半锥角对最终方案设计影响最大，起始半锥角为13°的进气道方案较起始半锥角为20°的方案，冲压通道和涡轮通道在来流马赫数为6时临界总压恢复分别提高了16%和14%，最大迎风面积减小了12.4%，但中心锥和分流板平移调节距离分别增加84%和91%。     

不同喷口扩张角下离心喷嘴雾化锥角特性研究

为研究扩口式离心喷嘴的雾化锥角特性,对5个不同扩张角度的喷嘴展开了试验与数值计算研究。试验以RP-3航空煤油为工质,采用高速摄影对油雾场进行拍摄,Matlab二值化处理得到雾化锥角;数值计算采用VOF(volume of fluid)方法结合RSM(reynolds stress model)湍流模型。研究表明：随着扩张角的增大,锥角不是单一的变化规律,而是呈先增大后减小的趋势,且不同油压差下锥角峰值及其对应的扩张角有所差异。揭示了随扩张角增大,扩张段内液膜呈现附壁/未附壁两种流动模态。结合试验与理论计算结果分析,发现供油压差增大后,60°扩张角会限制锥角的大小,使锥角峰值出现在90°扩张角处。然后比较100°、120°扩张角的气液两相图,发现扩张段内的射流使附近空气与其同方向运动产生回流区,而回流区与空气核相互作用反过来又影响着射流的偏转幅度,决定液膜未附壁时的锥角值。最后比较发现平口喷嘴的雾化特性决定了两种模态的出现与否,解释了已有研究中规律不一致的原因。     

锥角对旋转整流罩积冰影响的模拟实验

采用缩比模型对4种不同锥角的旋转整流罩进行了冰风洞积冰模拟实验.推导出旋转表面积冰相似参数,并根据重要参数的匹配确定缩比整流罩模型的积冰实验参数.在实验中采用高速摄像系统记录冰生长过程及最终冰形.结果表明:4种锥角的整流罩表面积冰均由初期生成、分布连续的明冰和后期增长迅速的白色霜冰构成;锥角小于等于74°的整流罩表面霜冰为针状或粒状,积冰厚度较小;锥角大于80°的整流罩表面霜冰为羽毛状,积冰厚度较大,并伴随冰脱落现象,锥角较大的整流罩冰脱落位置向下游移动.      

WZ8A轴流压气机静子叶栅性能特点

 通过对WZ8A轴流压气机出口静子串列叶片叶尖和叶中二截面平面叶栅实验,得出:①叶尖截面叶栅不适用于高进口Ma;低速时正常工作攻角范围为-30°～-12°,相应的落后角为5°～7°。②叶中截面叶栅在高速时(Ma=0.65),正常工作攻角范围为-1°～10°,落后角为7°～8°;低速时正常工作攻角范围为2.5°～20°,落后角为5°～7°。     

大攻角下矩形变圆形截面的S形进气道的内流特性

本文给出了0～85°,特别是30～85°攻角下横截面形状由矩形过渡到圆形的S形进气扩压管道在自由射流吹风条件下抽气实验的结果。研究结果表明,随着进气攻角α增大,出口处总压损失系数η_σ,旋流系数SC_(60)增大,流量φ则不断减小;总压畸变指数DC_(60)的变化比较复杂,在0～60°攻角范围内,随攻角的增大而增加,在70°左右畸变指数值反而下降,然后在大攻角条件下畸变指数再度增加。因此在亚音速大攻角下考虑进气道与发动机相容性问题时,只考虑压力畸变是不够的,必须考虑影响发动机工作的旋流因索。本实验研究为高机动飞机进气道之设计及其性能之改进提供了参考依据。     

激光捷联惯导系统温度误差补偿研究

针对激光陀螺惯性导航系统中惯性器件零偏随温度变化的情况,在-30℃～+50℃温度范围内,通过大量的温度实验,建立了零偏与温度变化的多项式模型,并用该模型对实验数据进行了补偿,扣除地速和重力加速度的分量,惯性器件输出几乎为零。最后在不同温度下进行了初始对准实验,实验结果表明：经过温度补偿后,在-30℃～+50℃ 温度内,俯仰角误差平均在0.0019° 以内,横滚角误差平均在0.0038°以内,航向角误差平均在0.014° 以内,接近了常温下的初始对准精度,满足了系统的指标要求。     

Ti—48Al合金PST晶体显微组织及高温压缩性能

采用磁悬浮区域熔炼的方法，制备了ＰＳＴ晶体，在８００℃对其压缩性能进行了测试，并对其变形组织进行了观察。结果表明，在８００℃时的屈服强度取决于片层界面与压缩轴的夹角，在＝９０°时屈服强度为最高，而＝４５°为最低。８００°时屈服强度有较大程度的下降，这与α２相中锥面滑移系｛１１２１｝〈１１２６〉的临界分切应力的降低有关。     

收敛-扩散喷管几何参数对内特性的影响

航空发动机广泛采用机械可调式收敛-扩散喷管,正确地选择几何参数是喷管设计的主要任务之一。本文通过模型试验研究具有不同几何参数的收敛-扩散喷管在不同工况下的推力特性和壁面压力分布。试验设备及测量系统见文献。模型喷管有轴对称收敛-扩散型和两侧壁为有机玻璃的二元收敛-扩散型两种,其几何参数为:面积比C_A为1.0～2.4扩张半角α为0～24°,收敛半角β为8～24°,喉部圆角半径R_0与喉道半径R_1之比为0.31～2.0。     

S弯扩压器内旋流的监测参数

 一、实验模型和设备 研究用的实验模型为一个带有进气导流段的矩形截面S弯扩压器（见图1）。进气导流段设有可更换部分,使导流段相对扩压器的角度在攻角方向由0°变为5°、10°、15°、30°、45°或60°,以改变扩压器进口截面的气流条件。导流段的进口采用了ρ=60sin2α的双纽线外形。模型设计及其详细的几何尺寸见文献[1]。     

锥蜗杆蜗轮传动 第一部分 基本的设计实践

锥蜗杆是一个正截头圆锥体,具有一头或几头等导程的螺纹(图1)。包络锥体是节面。因为锥蜗杆是锥蜗轮付的限定构件,所以这一锥体叫做原始节圆锥体。锥蜗杆的外径d。是截头圆锥体的最大直径。一般认为锥蜗杆的圆锥体相对于其轴线的锥角为5°时是标准的。     

高超声速再入飞行器气动特性的快速预示—局部方法的推广应用

本文将计算高超声速稀薄气流过渡领域中气动特性的局部方法,推广应用到连续介质中弹头型高超声速再入飞行器气动力特性的快速估算。由激波风洞中M_∞=9.9时,一个8°钝锥的气动力测量结果,导出这一实验条件下的领域系数,并以此来估算不同锥角、不同钝度比及不同外形弹头型再入飞行器的气动力和力矩系数,其结果与无粘数值解及实验结果作了比较,在攻角2°～14°范围内吻合得很好。局部方法可用于弹头型高超声速再入飞行器气动特性的快速预示。