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71.
实验研究了涡轮叶片尾缘带纵向隔板内冷通道的流动与换热特性.采用相变加热的方法为实验提供了等壁温边界条件,模型实验件采用了扰流柱和微小通道结构,并且分别与直隔板和波形隔板进行组合实验,以期望得到综合换热效果最优的组合.为了获得通道的局部换热信息,实验件的一侧外壁面被细分成了10个集水区域分别进行研究.结果表明:当Re在10 000~60 000之间时,综合换热效果最差的是直隔板加光通道的组合结构,综合换热效果最佳的是波形隔板加微小通道的组合结构. 相似文献
72.
小孔辅助射流提高气膜冷却效率的机理分析 总被引:1,自引:0,他引:1
采用数值计算手段,模拟普通的圆柱形单孔结构和小孔辅助射流结构在不同吹风比下的流动和换热,侧重通过直观演示气膜孔下游反向对旋涡对(肾形涡)的生成、发展以及相互作用过程,揭示小孔辅助射流改善气膜冷却效果的机理.结果表明:与单孔结构相比,小孔辅助射流结构,由于小孔射流的干涉作用,主孔射流形成的肾形涡的尺度和强度均有较大程度的减小,冷气射流与主流的掺混减弱,对冷气的向上抬升作用减小,避免了冷气穿透主流脱离壁面,大大提高冷却效率.随着吹风比的增加,与圆柱形单孔相比,气膜冷却效果改善更加明显. 相似文献
73.
74.
75.
76.
为深入分析再生冷却通道与燃烧室的耦合传热过程以及探究多因素作用下的主动冷却耦合传热特性,采用航空煤油单组分替代模型,对超声速燃烧与流动裂解耦合换热过程进行数值模拟研究。探究了裂解反应、冷却流量、当量比对耦合传热的影响。结果表明:燃料的喷注与燃烧产生的扰动会破坏波系并向隔离段传递,燃烧强度随着燃烧的当量比增加变得更加剧烈;相同条件下,裂解产生的换热量在冷却流量较小时不可忽略,而冷却流量增加会使裂解程度减弱,当冷却流量为4g/s时正癸烷基本全部裂解,而增加至8g/s时裂解率不到10%;当量比对冷却通道与燃烧室的耦合传热的影响有限,当量比由0.67增加至0.84时,冷却通道出口温度升高约5K,燃烧室内壁温只增加了30K。 相似文献
77.
对传统圆形微针肋进行了优化,设计了3种不同尾角的水滴形微针肋热沉,并以去离子水为工质,实验研究了各热沉流动阻力和传热特性.结果表明:3种尾角针肋中,尾角为60°时减阻效果最好.水滴形针肋的流线型结构可以改善尾部流动分布,推迟流动由层流向过度区流的转变,且尾角越小效果越明显.不同体积流量下,水滴形针肋的最优尾角有所不同.在实验中,雷诺数范围在200~1000内,尾角为60°的水滴形针肋热沉强化换热效果最好.当尾角为30°时,太长的尾部结构受到下一排针肋的影响,造成较大的流动阻力,导致其整体换热效果较差. 相似文献
78.
断续缓磨射流冲击强化磨削弧区换热的实验研究 总被引:4,自引:0,他引:4
通过深切缓磨时磨削烧伤机理的分析,提出高压射流冲击强化磨削弧区换热新构想,并通过断续缓磨射流侧向冲击弧区的磨削实验显示其换热效果. 相似文献
79.
通过提高U型通道气体压力到500kPa以上,将实验雷诺数Re和旋转数Ro范围分别扩展到10000~70000和0~2.0,从而匹配真实发动机转子叶片的工作条件。在此基础上实验研究了高旋转数下带直肋的、方形截面的U型通道的换热特性。研究结果表明:第一通道前缘面的努塞尔数比随旋转数的增大先下降后增强,该临界旋转数为定值Roc=0.26;随着旋转数的增大,第二通道前缘面的努塞尔数比一直高于后缘面,与光滑通道中的换热规律不同;随着旋转数的增大,第二通道内外侧面努塞尔数比的差异逐渐减小,在临近出口处几乎没有差异,与光滑通道相比正好相反。 相似文献
80.
为了分析辐射换热对平板气膜冷却性能的影响,分别对不考虑辐射换热(耦合计算)与考虑辐射换热两种条件下的平板隔热屏进行了三维流热耦合数值模拟研究,并与绝热壁(不考虑隔热屏固壁导热)的计算结果进行了对比。辐射换热采用离散坐标法。得到了3种不同主/次流总温比(Rt)条件下气膜冷却效果、流场、单位面积冷流体热负荷以及流量系数的对比结果与变化规律。结果表明:气膜冷却效果沿流向逐渐降低,且随总温比的增加而降低;在展向上气膜冷却效果呈现中间高两边低的分布规律,最大与最小相对值在绝热壁条件下达到最大,为94.5%,辐射换热次之,为13.5%,不考虑辐射换热时最小,为9.8%。与不考虑辐射换热结果相比,辐射换热对气膜冷却效果的影响在流动方向逐渐变大,气膜孔附近展向温度梯度增大,冷流体热负荷增加了92.8%,二者计算的流量系数相差不大,为1.1%,与绝热壁计算结果相比,流量系数减小了13.1%。随着总温比增加流量系数减小,最大值与最小值相差不大,为1.1%。 相似文献