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881.
为研究某型大扩张角涡轮过渡段气动性能,对过渡段内部流场进行了详细的试验测量,同时采用CFD数值模拟对过渡段内部流场进行仿真,并与试验结果进行对比分析.结果表明:过渡段机匣表面流动受强逆压梯度影响,容易发生流动分离;轮毂表面流场受支板前缘冲击绕流的影响,呈现周向不均匀性.来流气流角使得过渡段内部流场向支板一侧偏斜,随着气流角的增大,过渡段总压损失增大.CFD模拟结果与试验测量结果吻合较好,均能很好地捕捉流场的细节特征;过渡段进、出口总压恢复系数随着来流气流角的增大而减小,CFD模拟和试验测量值的偏差约为0.2%. 相似文献
882.
动静叶干涉是涡轮机气动噪声的主要来源之一。针对局部进气高速涡轮机,为了抑制由动静叶干涉引起的单音辐射噪声,提出了增大喷嘴的几何出气角、喷嘴下俯、喷嘴单侧修型和增大动静叶间距的流道优化设计方法以控制涡轮机内的流动状况进而降低噪声辐射,并设计了涡轮机气动噪声测试实验台,测量并分析了优化措施的降噪效果。结果表明,涡轮机流道优化设计方法有效抑制了单音辐射噪声,使各个转子谐频处的离散噪声均得到降低,并在3125Hz处实现了最高达7dB的降噪量;在大部分的三分之一倍频程内,优化设计的涡轮机噪声幅值低于原始设计的涡轮机,最大降噪量为2.1dB。 相似文献
883.
为了进行燃气轮机的间冷循环改造研究,需要对动力涡轮进行高效大功率重新设计。传统的准三维设计,由于对粘性影响的估算精度不够,导致设计和实际结果有一定偏差,尤其是对于多级涡轮设计,不但恶化了端部流场,还容易导致级间参数不匹配等问题。而近些年来的各种优化理论应用涡轮设计过程,由于计算量大、计算时间长、变量样本空间过于庞大,在实践中往往设计周期长,且难以有效实现。考虑了近端壁处粘性的影响,发展了一种基于传统无粘可控涡设计的局部环量再分布的先进涡设计技术,尽力减少端部二次流损失,并且改善叶片列间的匹配性能。基于CFD软件平台,将所发展的先进涡设计、级环境下单列叶栅局部优化和多级涡轮匹配优化联合实现多级涡轮的气动优化设计。最终所设计的间冷循环五级动力涡轮在满足设计流量的前提下,功率比设计值略高,轮周效率提高了1.36%,达到了轮周效率提高1%的设计要求。 相似文献
884.
为了得到优良的涡轮增压固冲发动机(TSPR)的非设计点性能,提出了等换算转速、等余气系数的调节规律,通过确定TSPR非设计点共同工作过程,建立了TSPR非设计点性能模型。以高空高速(22km,Ma3.64)为设计点,计算和分析了0km,5km,10km,15km高度下TSPR的非设计点性能。结果显示:当采用等换算转速和等余气系数的调节规律时,TSPR非设计点工作范围宽广,具有良好的非设计点性能,最大推力是最小推力的3倍左右,最大比冲超过800s;在(10km,Ma2.5)的非设计点,通过调节转速,可以获得1.55倍的推力调节比和稳定的比冲性能;最后得出:提高转速,增加飞行速度,提高富燃流量驱涡流量比是增强TSPR性能的有效途径。 相似文献
885.
基于Navier Stokes(N-S)方程组对包括隔热屏、隔热屏内外流、大气外流在内的涡轮基组合动力(TBCC)发动机燃烧室/喷管进行了一体化的气/热耦合数值模拟,考虑了燃气组分输运、辐射换热等影响,研究了其在某典型飞行状态下TBCC冲压发动机燃烧室/喷管筒体及隔热屏内外壁壁面温度、辐射换热热流及对流换热热流分布.结果表明:燃烧室/喷管筒体与对称面上下交线的壁面温度在轴向距离为0.5~2.6m内变化较小,在轴向距离为2.6~3.1m内急剧增加,在轴向距离为3.1~3.5m内急剧下降.之后,上交线筒体壁面温度沿流向减小,下交线筒体壁面温度先升高后降低.筒体壁面温度最高点在喷管下调节板收缩段,为1577K.隔热屏内壁面辐射热流在370~500kW/m2变化,上下交线处的辐射热流较外壁面的辐射热流约高300kW/m2,辐射热流沿流向先减小后增加.隔热屏外壁面辐射热流在50~200kW/m2范围内分布. 相似文献
886.
涡轮叶片前缘对冲孔排气膜冷却特性的数值研究 总被引:2,自引:1,他引:2
对涡轮叶片前缘对冲孔排和错位对冲孔排的气膜冷却特性进行了数值研究,分别在吹风比为05、10、15、20的工况下,分析了模型表面气膜冷却效率和表面传热系数的分布规律,对比了不同气膜孔排结构和孔间距对下游气膜冷却效率和传热系数的影响。结果表明:相比于传统同向倾斜孔排结构,对冲孔排结构并没有减弱气膜的冷却特性,反而在靠近端壁处比传统同向倾斜孔排更易于加工;两种孔排下的气膜冷却效率均随着吹风比的增大而减小,而传热系数值均随着吹风比的增大而增大;在孔排近下游范围内,随着孔间距的增大,气膜冷却效率逐渐减小且在小吹风比下更加明显,传热系数值随着孔间距的增大逐渐减小且在大吹风比下更加明显。 相似文献
887.
888.
889.
890.