扁管微小通道内R134a的沸腾换热试验

搭建适用于多种结构微小通道的沸腾换热试验系统,研究了制冷剂R134a在当量直径分别为0.63mm和0.72mm的多孔扁管微小通道内的沸腾换热特性。试验参数包括制冷剂质量流率为82~621kg/(m2·s),饱和压力为0.22~0.63MPa,干度为0~1;采用等热流密度方式加热,热流密度范围为9.7~64kW/m2。结果表明:R134a在扁管内沸腾换热中,当干度在0~0.6区间时,微小通道的传热系数明显高于常规通道,换热类型主要为核态沸腾,传热系数随热流密度和饱和压力的增大而增大,与质量流率关系不大;当干度大于0.6之后,传热系数随着干度的增大急剧减小,且在此干度区间,传热系数受热流密度和饱和压力影响较小,而受质量流率的影响相对较大。利用该结论和公开文献中R134a沸腾换热试验数据对Gungor-Winterton公式进行改进,改进后的公式对所有试验点的平均相对误差为-1.17%,平均绝对误差为19.24%,预测精度有了明显提高。      

焊接扁管的焊缝取制

在飞机系统结构中,有各式各样的圆管及扁管组合件,有些扁管零件,由于外形复杂,曲率形状多变,必须采用焊接对缝法制造。这类扁管零件的设计,主要根据工作气流速度大小,管口使用范围以及安装空间位置而进行打样设计的,因此,这类扁管零件,通常按实样制造。 扁管焊缝分离面位置划分的正确与否,对扁管零件成形性关系极大。为了使扁管焊缝位置划分具有良好工艺性,从而改善扁管零件的成形条件,降低工艺成本,其焊缝取制一般原则为: 1.扁管焊缝位置的确定,应有利零件成形。     

钛合金叶片超深扁孔的电解加工

某型号航空发动机第1级整流叶片为钛合金材料,沿着叶片截面扭转中心线方向贯通一个扁状型孔。钛合金为较难进行机械加工的金属材料。我们采用电解方法加工叶片扁孔。下面就钛合金整流叶片超深扁孔的电解加工工艺技术作一介绍。 一、技术要求 叶片为TA7钛合金模锻毛坯,硬度d=3.7～3.2,叶片型面长为230mm,弦宽为90mm,是战斗机动力装置上的特大型叶片。要求沿着叶片截面扭转中心线方向加工出一个5×14×300贯通扁孔,如图1所示。型孔中心线对叶片截面扭转中心线的位移度为0.20mm,型孔与叶片型面形成的壁厚不得小于1mm,型孔的表面租糙度Ra值为6.3μm。     

钛带坯对焊质量对成品组织和性能的影响

利用钛材具有的焊接性能,对厚度为ζ1.0mm的钛板进行对焊.通过控制焊接电流、电弧电压及焊接速度,同时进行一定的热处理,经85%以上的加工率轧制后,生产出厚度为踟ζ0.15mm,单重≥60kg.长度≥50m的钛带,且焊缝组织和性能满足用户要求.     

四通道铝合金扁管的挤压

本文阐述了汽车空调器专用四通道铝合金扁管热挤压模的工作原理、基本结构及影响扁管成形的因素,叙述了扁管成品的测试数据及模具的特点.     

环管中甲烷-氧气预混气爆轰传播机理研究

为了研究环形管内甲烷的爆轰传播机理,在内径为80mm的管道内分别安装内径为20mm,40mm,60mm的内管,形成环形管道,进行了甲烷-氧气预混气爆轰实验。将烟膜分别固定在外管的内壁以及内管的内外壁,记录环形管道通道内的三波点轨迹;同时在环管端面安设烟膜记录端面的轨迹。所记录的轨迹较混乱,这是因为横波在沿着传播方向绕着管轴旋转时不断地相互碰撞,反映出甲烷-氧气预混气是典型的不稳定预混气。明显可见当初始压力为12kPa时,爆轰波在普通圆管内呈现双头螺旋爆轰结构,设有内部小管内径为20mm的环管外管内壁得到四头螺旋爆轰结构,说明其它因素不变的情况下,环形管内更容易获得自持爆轰。增大环管内管管径为60mm,环形通道内烟膜记录中未显示任何三波点轨迹,因为此管径下,胞格尺寸过大,无法容纳于管道中。增大内管管径,内径为20mm和40mm的环形管道的外管内壁烟膜记录胞格数量增多,胞格尺寸减小,原因为当边界条件改变时,爆轰极限发生相应的变化,分子获得的初始能量多,反应速率快。     

环管中甲烷-氧气预混气爆轰传播机理研究[1]

为了研究环形管内甲烷的爆轰传播机理,在内径为80 mm的管道内分别安装内径为20 mm、40 mm、60 mm的内管,形成环形管道,进行了甲烷-氧气预混气爆轰实验。将烟膜分别固定在外管的内壁以及内管的内外壁,记录环形管道通道内的三波点轨迹;同时在环管端面安设烟膜记录端面的轨迹。所记录的轨迹较混乱,这是因为横波在沿着传播方向绕着管轴旋转时不断地相互碰撞,反映出甲烷-氧气预混气是典型的不稳定预混气。明显可见当初始压力为12 kPa时,爆轰波在普通圆管内呈现双头螺旋爆轰结构,设有内部小管内径为20 mm 的环管外管内壁得到四头螺旋爆轰结构,说明其他因素不变地情况下,环形管内更容易获得自持爆轰。增大环管内管管径为60 mm,环形通道内烟膜记录中未显示任何三波点轨迹,因为此管径下,胞格尺寸过大,无法容纳于管道中。增大内管管径,外管内壁烟膜记录胞格数量增多,胞格尺寸减小,原因为当边界条件改变时,爆轰极限发生相应的变化,分子获得的初始能量多,反应速率快。     

不锈钢薄板电子束填丝焊接间隙裕度研究

针对厚度为1.0mm的不锈钢板对接焊缝,进行了不同间隙的焊接试验,并测试了接头室温拉伸性能,研究了不锈钢薄板电子束填丝焊接对焊缝间隙的适应程度。     

锯齿扁管内沸腾换热试验

建立以等热流密度方式进行试验件加热的沸腾换热试验系统,分别对当量直径为1.28mm和1.59mm锯齿扁管内R134a工质的沸腾换热特性进行研究,试验参数范围:制冷剂质量流率为68.5~305.5kg/(m2·s),工作饱和压力为0.27~0.46 MPa,加热热流密度为9~42kW/m2。试验结果表明:相同结构的通道,当量直径小换热能力更强;热流密度和饱和压力对沸腾换热的影响与一个干度值有关。当干度小于此值时,沸腾换热系数会随着热流密度及饱和压力增大而增大;而当干度大于此值时,沸腾换热系数随着干度增大而急剧下降,热流密度和饱和压力对换热的影响较小;该干度值会随着热流密度或饱和压力增大而逐渐变小。质量流率对沸腾换热的影响与热流密度有关,随着热流密度增大,质量流率的影响趋向大干度区域。通过分析各参数对沸腾换热的影响,建立了一个预测试验工况下微小尺寸锯齿扁管的沸腾换热系数计算经验公式。     

基于Zukauskas关系式的预冷发动机进气道流动特性研究

为了研究预冷发动机进气道流动特性，以二维变几何轴对称进气道为研究对象，利用Zukauskas横掠管束绕流关系式，对进气道流场展开了数值仿真研究，探究预冷器的冷却效应及换热管直径对进气道流场、性能的影响。结果表明：Zukauskas关系式能较好地预测气流在预冷器管束间的流动损失；经过预冷后，涡轮通道总温大幅下降，但总温分布不均匀，温度梯度明显，对流换热对上游流体总温产生的影响很小；在Ma∞=2～5飞行工况下，换热功率随着飞行马赫数的增加而增大，涡轮通道的出口总温较预冷前降低了22%～60%，出口马赫数降低了17%～51%，反压比增加了10%～26%，总压恢复系数增加了3%～8%；当预冷器的管径从1 mm增大至2.5 mm时，涡轮通道出口速度降低了16.5%，反压比降低了1%，总压恢复系数呈现先下降后上升的趋势。将虚拟预冷器管束排布方式改为顺排，预冷器的换热功率下降，出口总温上升，涡轮通道的出口速度上升了11%～30%。     

双啮综合检验的应用

一、双啮仪的种类和用途 (一)双啮仪的种类 目前我国采用的双啮仪有: 1.上海量具刃具厂生产的小型双啮仪,适用于模数m=0.1～1.0mm,被测齿轮最大直径=120mm,齿轮轴最大长度:60mm。 2.北京量具刃具厂生产的双啮仪,适用于模数m=0.2～1.0mm,被测齿轮最大直     

敷设热障涂层气冷叶片温度分布数值研究

针对一种内冷通道射流腔交替布置在压力面和吸力面的叶片冷却结构,利用FLUENT软件对敷设热障涂层的气冷叶片温度分布进行了三维共轭传热计算,分析了热障涂层厚度对叶片金属基体表面温降水平的影响,同时对比了有/无考虑燃气与叶片表面辐射换热的叶片表面温度分布差异.研究结果表明:在叶栅通道燃气流进口总温为1600K、冷却气流进口总温为700K的条件下,当冷却气流与主流流量之比约为7.47%、热障涂层厚度为0.2mm时,该叶片冷却结构的最高温度可以控制在1100K以内;在假设热障涂层表面发射率与金属壁面发射率相同的前提下,厚度0.15~0.35mm的热障涂层可获得的最大降温大约在80~180K范围内;考虑/不考虑辐射换热的叶片表面最大温差可以达到60K.      

铝合金细孔铸造工艺实践

本文介绍飞机壳体零件采用细孔铸造技术,在铸件中获得直径为3～6mm的直线和曲线通道。     

铁电阴极用于中和器研究

分析了当前小功率电推进器对零流动无推进剂阴极的需求现状。提出铁电阴极用于小功率电推进中和器的可行性。研究了厚度为0.5 mm的锆钛镧酸铅(PLZT)铁电陶瓷在低激励电压(1.0～1.2 kV)下的电子发射特性。采用单极性正高压脉冲和80 Hz重复脉冲作为激励源,在收集极获得了脉宽为320～3000 ns,最高峰值分别为34 A和27 A的发射电流。在10-5Torr的真空环境中得到了可靠的电子发射。     

旋转状态下矩形微小通道流动与换热试验研究

为了研究微小通道结构在航空发动机涡轮叶片中应用的前景和可行性,以空气为冷却介质,在Re＝1000～3000、转速为0～500 r/min、Ro＝0～3.5×10-3条件下,对水力直径为1 mm的旋转微小通道组的流动和换热特性进行试验研究。结果表明：微小通道流阻系数呈现粗糙壁通道特征,通道临界Re≈2350,流阻系数以及临界Re随转速增加未见明显改变。在静止状态下,通道组综合换热系数随Re增大而增大,换热系数分布沿流动方向逐渐减小;在旋转状态下,通道组平均综合换热系数略有增大,旋转对换热特性的影响随着流动的发展而增大     

测试定向有机玻璃层间剪切强度的影响因素分析

分析了试验速率、试样厚度、取样方向等测试因素对定向有机玻璃层间剪切强度的影响。结果表明,剪切速度越高,剪切强度越大,剪切速度为1～5mm/min时,试样为纯剪切破断,试验过程平稳、易控制;试样越薄,剪切状态越好,试样厚度超过10mm时应从一侧铣至10mm;在双轴拉伸的定向有机玻璃上取样,取样方向不影响试样的层间剪切状态。     

阳极通道长度对等离子体射流点火器特性影响的实验研究

为进一步优化等离子体射流点火器的结构,提高点火器的工作性能,在自主设计的等离子体点火实验系统的基础上,开展了阳极通道长度对等离子体射流点火器特性影响的实验研究,选取的阳极通道长度为3mm,5mm和7mm。获得了等离子体射流点火器的放电特性、光谱特性、射流特性和点火特性。结果表明:增大阳极通道长度能够抑制电弧分流的幅度,减小电极的烧蚀面积,但提高了击穿电压,使引弧更加困难;随着阳极通道长度的增大,氮分子离子的转动温度和振动温度分别呈现出先升高后降低和先降低后升高的变化趋势;煤油/空气混合气的点火延迟时间随阳极通道长度的增加,呈现出先减小后增大的变化趋势,余气系数为1.43时,阳极通道长度5mm时的点火延迟时间为14.4ms,相对于阳极通道长度3mm,7mm下的点火延迟时间分别减小了21.1%,12.1%。     

电磁波在等离子体高温气体中传输特性实验研究

针对高超声速飞行器头身部形成的等离子体鞘套对通信的影响,在中国空气动力研究与发展中心的粉末激波管上开展了电磁波在等离子体高温气体中传输特性的实验研究。实验中获得了等离子体气体中的电磁波透射率、电子密度和碰撞频率。实验结果表明：X波段和Ka波段电磁波在高激波马赫数Mas=16.1、1区气体压力P1=1200Pa的激波管实验状态下产生的厚度80mm等离子体高温气体中能量衰减大于30dB,难以传输;X和Ka波段电磁波在激波马赫数Mas=15.9、1区气体压力P1=80Pa的激波管实验状态下产生的厚度80mm等离子体高温气体中能量衰减大于30dB,难以传输;X波段和Ka波段电磁波在激波马赫数Mas=10.1、1区气体压力P1=80Pa的激波管实验状态下产生的高温等离子气体中平均传输损耗较小,可以进行有效传输;Ka波段电磁波在激波马赫数Mas=8.9、1区气体压力P1=1200Pa的激波管实验状态下产生的厚度80mm等离子体气体中平均传输损耗小于1dB,可以进行有效传输。实验得到的等离子体高温气体中的电磁波透射率、电子密度和碰撞频率与理论计算值基本一致。     

掺混压力损失的实验分析

一、试验装置和基本关系式 试验装置的进排气系统均由三根并列管道组成。第Ⅰ、Ⅲ管道作为外流,第Ⅱ管道作为主流,在试验段前6m处装加温器,加温后的气体温度最高可达600℃。试验件为三股通道的矩形件,其尺寸为800×256×240mm,主流通道高为140mm,外流通道高为50mm。试验孔板将主流通道与外流通道隔开。外流通道中气流经小孔射入主流,与主流掺混,引起主流掺混压力损失(图1)。     

R141b在圆形微通道内的沸腾换热实验研究

为提高换热强度、解决设备内部高热流密度散热问题,采用实验方法研究R141b在不同直径(D=0.5mm和1.0mm)水平圆形微通道内的沸腾换热特性,分析了热流密度(q=2.0kW/m~2～47.6kW/m~2)、质量干度(x=0～0.6)、质量流速(G=111.11kg/(m~2·s)～333.33kg/(m~2·s))的变化对平均传热系数h的影响,探究不同情况下影响沸腾换热的主导因素。实验研究表明:平均传热系数h随热流密度q的增加而减小,在不同范围内减小速率有明显差异;热流密度q=2kW/m~2～5kW/m~2时质量流速G对平均传热系数h影响较明显,热流密度较高时质量流速G对换热影响很小;在质量流速G=111.11kg/(m~2·s)～333.33kg/(m~2·s),质量干度x0.3时,平均传热系数h随质量干度x增加而明显下降,在设计微通道换热器时应尽量使R141b处于初始沸腾阶段以获得更好换热效果,并采取一定措施预防干度过高引起的换热恶化。