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141.
142.
为了研究某膨胀循环氢氧发动机推力室冷却结构流场分布特性,进行了单根冷却通道和完整冷却通道结构的三维CFD分析。仿真计算过程中,以单根通道模型的仿真结果作为完整通道结构模型流场仿真分析的边界条件之一,并考虑了材料物性参数随温度或压力的变化。分析结果表明:1)仿真预测的温升、压降与热试验实测值吻合,该推力室冷却通道流量相对偏差范围为-4.8%~6.6%,由此造成喉部气壁温的环向偏差为33 K;2)集合器管内流体的环向流动压差、法兰起分流或汇聚作用时拐弯效应形成的压力波动是造成冷却通道流量不均匀分布的主要原因,出口集合器内的压力分布对通道流量分布起主要作用;3)提高通道流量均匀性的措施可以从增大出口集合器管径或采用变管径设计、采用扩口型法兰并设置弧形导流片、集合器的进、出口法兰布置在同一环向位置等方面进行考虑。 相似文献
143.
144.
在航天器热控制中,空间辐射器是最主要的排热部件。本文对双面及单面管道—楔形肋片式空间辐射器进行了详细的热分析,并完成了管道—楔形肋片式空间辐射器的性能计算 相似文献
145.
146.
147.
148.
为解决电子设备热管理问题,根据亲水性植物叶片表面微观凸起结构,以颗粒直径为75μm的电解铜粉为材料烧结制备了锥形毛细芯,制造了3种平板热管:普通蒸发段(No.1)、超亲水蒸发段(No.2)、超亲水蒸发段与超疏水冷凝段匹配(No.3)。以去离子水为工质,研究了加热功率、角度等因素对3种平板热管热性能的影响。结果表明:角度对3种平板热管的热性能影响不大,3种平板热管均具有较好的抗重力特性。超亲水蒸发段与超疏水冷凝段匹配的平板热管热性能最佳,当倾斜角为0°、加热功率为140.4W时,蒸发段中心点温度仅为67.0℃。超亲水蒸发段与超疏水冷凝段匹配的平板热管不仅具有最小蒸发热阻,最小值可达0.05K/W,而且具有最小冷凝热阻,最小值可达0.02K/W。 相似文献
149.
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
150.
用于冲击/发散双层壁冷却数值模拟的源项法模型 总被引:2,自引:1,他引:1
为了避免冷却孔内的网格划分从而减小计算量,将源项法模型应用到冲击加发散双层壁冷却结构的数值模拟中,并分析了网格设置和负能量源离散方式的影响。结果表明:源项法模型能较准确地预测综合冷效的变化趋势;在本文计算范围内,当发散孔入口/出口处面上平均面网格数超过一定量时,数值模拟结果不再随入口/出口处面上网格密度而变化;发散孔热侧壁面附近第一层网格高度对计算结果影响较大,较合适的高度设置是小于或等于0.05倍发散孔直径;固体内负能量源对应源项应均匀地加载在多个体单元上。 相似文献