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111.
112.
113.
Ti6Al4V合金微弧氧化陶瓷膜的组织结构研究 总被引:4,自引:0,他引:4
采用微弧氧化技术在钛合金表面成功制备出膜厚约100μm的致密陶瓷膜以提高钛合金的耐磨性.SEM结果表明,陶瓷膜完整连续,与基体呈犬牙状牢固结合.XRD衍射结果表明:陶瓷膜主要由金红石型二氧化钛和Al2TiO4晶体相组成.显微硬度结果表明钛合金微弧氧化陶瓷膜的显微硬度为862HV而基体合金硬度仅为412HV,陶瓷膜的硬度远远高于基体合金的显微硬度.摩擦磨损试验表明,镀膜的钛合金磨损量远小于不镀膜钛合金的磨损量,陶瓷膜能提高基体的摩擦磨损性能. 相似文献
114.
表面换热系数是温度场计算中一个重要参数,它的取值将直接影响到温度场计算的精度。为了得到表面换热系数与温度变化的关系,采用非线性估算法,编制计算程序,基于工件淬火过程的实测温度值,对工件在不同淬火介质中冷却过程的表面换热系数值随温度的变化进行了测算,得出了换热系数在冷却过程不同阶段的变化规律。 相似文献
115.
压气机转子叶片叶尖流场的低速模化设计 总被引:2,自引:1,他引:2
针对带进口导叶的高速压气机第1级转子叶片的叶尖流场进行了低速模化设计,为后续的低速压气机叶尖流场损失和失速测试试验做了准备.利用叶片造型和数值模拟方法,以保证高、低速压气机转子叶片表面压力系数及叶片排进、出口主要气动参数分布相似为目标,对高速原型压气机进行低速模化设计,包括调整流道形状,对叶型进行反复迭代,并在进口导叶和1级转子叶片的造型设计上突破了几何相似的限制.最后,对高低速压气机的几何、气动参数和流场结构进行了全面的计算对比分析,证明采用所提出的低速模化设计方法是成功的,实现了在流量系数相同的情况下,加工量因子和转子扩压因子分别为98.16%,94.95%的相似度. 相似文献
116.
采用宏细观结合方法,针对经纱和纬纱等材料组分可能发生的多种失效模式,分别建立了基于改进的Hashin准则的系统性的材料失效准则及不同失效模式下的刚度退化模型.引入逐渐损伤的思想,建立了2.5维机织复杂结构件静强度系统性分析方法.模拟并分析了材料经向拉伸和纬向拉伸的应力-应变曲线,与实验得到的材料应力-应变曲线相比,相同应变下应力误差不超过6.5%,具有较好的重合度;对2.5维机织压气机静子连接结构模拟件开展了逐渐损伤模拟,结果表明:结构损伤主要集中在叶根倒角附近,其中吸力面叶根处的基体压缩失效形式会引起结构大幅变形,是结构破坏的主要原因. 相似文献
117.
针对传统Canny边缘检测算法存在的不足,结合激光主动成像末制导的实际特点,提出了一种改进的Canny边缘检测算法.该算法在Canny边缘检测算法的基础上,采用同态滤波和提升小波变换级联的方法代替传统的高斯滤波器;采用3×3邻域的权值梯度计算方法代替原有的2×2邻域差分运算;采用Otsu自适应阈值计算方法,使算法可根据图像自身特点选择最合适的阈值.实验证明:该算法提升了传统Canny算子的抗干扰能力和鲁棒性,能够较好地保存边缘信息,准确检测出激光主动成像图像的边缘,具有较强的自适应性. 相似文献
118.
为了研究S弯收扩喷管的流动机理,数值模拟了不同喷管落压比(NPR)和S形收敛管道出口面积比(A72/A8)对S弯收扩喷管内流动的影响。结果表明:当S弯收扩喷管处于高度过膨胀状态时,随着NPR升高,非对称分离逐渐转变为对称分离,λ型激波转变为马赫盘结构,气动性能下降,推力矢量角减小;随着NPR继续上升,激波从喷管内移动到喷管出口边缘,并逐渐转变为膨胀波,气动性能上升,推力矢量角减小至0°后保持不变。在完全遮挡高温部件的低可探测准则的约束下,出口面积比A72/A8的变化主要对S弯收扩喷管收敛段的流动特性产生显著影响,体现在S弯收扩喷管内的局部加速及二次流分布。S弯收扩喷管的气动性能随着A72/A8增大而提高,但当A72/A8增大至1.8时,第一弯管道出口上壁面发生流动分离,气动性能显著下降。 相似文献
119.
120.
为控制涡轮叶栅中叶顶间隙泄漏流动和改善涡轮气动性能,将扫频式射流器(SJA)作为一种主动流动控制方法应用在涡轮叶栅的研究中。通过非定常数值计算,分析了SJA对涡轮叶栅叶顶间隙流动的作用过程以及作用机理,并且研究了不同工况下SJA对涡轮叶顶流场改善效果以及不同频率的SJA对叶顶流场的影响。结果表明:通过在涡轮叶栅上端壁增加单个SJA装置,可以有效地延迟上端壁的流动分离,其中最佳方案射流流量仅为进口总流量的0.35%,涡轮叶栅出口截面总压损失系数减少了11.48%。存在着最佳的频率284Hz,使SJA装置对流场的作用效果最佳,有效地改善了涡轮叶栅内的间隙流动。 相似文献