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861.
无掺混孔三级旋流器燃烧室燃烧性能试验 总被引:2,自引:1,他引:2
对无掺混孔三级旋流器燃烧室进行了不同进口空气速度和油气比下的热态试验研究,研究结果表明:随着进口空气速度的增加,点火油气比从0.0115增大到0.0174,贫油熄火油气比大多在0.005以下且变化不大;同一油气比下,进口空气速度越低,燃烧效率越高;各工况下的燃烧效率均在0.895以上,大状态点的出口温度分布系数均在0.1左右;综合考虑各燃烧性能,试验结果验证了对于高油气比燃烧室而言取消掺混孔的可行性和所提出的几个技术创新的可行性. 相似文献
862.
为了研究单凹腔驻涡燃烧室的点火和贫油熄火特性,设计了一个带扩压器和内外机匣的单凹腔驻涡燃烧室矩形试验件,采用试验研究和半经验分析相结合的方法对其点火和贫油熄火进行了研究。试验在常压状态下进行,采用RP3航空煤油作为燃料,所用供油喷嘴为空心锥离心喷嘴,试验中的进口空气温度在287~487K变化,进口空气流量在0.2109~0.4219kg/s变化,对应进口马赫数从0.15变化到0.31。结果表明:单凹腔驻涡燃烧室的点火和贫油熄火油气比均随着燃烧室进口温度和进口流量的增加而减小,单凹腔驻涡燃烧室的点火油气比比贫油熄火油气比约大50%。经过半经验分析,得到了影响单凹腔点火和熄火的综合参数A,该参数能够较好地解释和评价各种因素对贫油熄火的影响。 相似文献
863.
为了获得亚声速涡轮导叶吸力面不同位置处单排W型气膜孔的气膜冷却特性,在短周期跨声速风洞中实验研究了吹风比、主流湍流度对W型气膜孔冷却效率的影响。两列单排气膜孔分别布置在吸力面16%和21%相对弧长处,实验进口雷诺数范围为3.0×105~9.0×105,吹风比范围是0.5~2.0,叶栅出口等熵马赫数为0.8,高低湍流度分别为14.7% 和1.3%。实验结果表明:低湍流度时孔排1和孔排2下游的气膜冷却效率都随吹风比的增大先增大后减小,最佳吹风比分别为BR=1.2和BR=0.8。由于孔排1和孔排2所处位置的主流边界层状态不同,导致湍流度对于气膜冷却效率有不同的影响。对于孔排1,大吹风比时高湍流度使冷气核心向壁面移动,提高了气膜冷却效率;而小吹风比时,湍流度对冷却效率的影响随雷诺数升高而减弱。对于孔排2,大吹风比时高湍流度提高了孔附近区域的冷却效率,同时加快了冷却效率沿流向下降的速度,而在小吹风比时高湍流度显著降低了孔排下游气膜冷却效率。 相似文献
864.
865.
866.
867.
基于siren(旋笛式)激励系统,理论推导了旋笛产生的非定常脉动速度和双传声器法获得的声质点振动速度之间的能量转换关系,并通过系统的气动声学特性实验考察了激励强度、频率、马赫数以及传感器间距对声质点振动速度的影响,验证了理论模型.结果表明:由旋笛产生的非定常脉动速度并不完全转换为声质点振动速度,这种转换关系主要与马赫数有关.且当流体为不可压缩气体,即马赫数小于0.3时,能量转换因子与马赫数的平方成正比,马赫数越大,能量转换因子越大,非定常流动转换为声能的效率越高. 相似文献
868.
869.
涡扇发动机经常会在雨天执行飞行任务,当雨滴进入发动机后,由于风扇旋转、液滴和液滴碰撞、液滴与叶片壁面碰撞导致核心机与内外涵道之间的水量重新分配。针对雨滴在内外涵道的分配问题,采用了3维建模仿真方法计算水进入核心机的比例。通过拉格朗日法建立了两相流模型,同时考虑了液滴运动模型和破碎模型,研究了不同的水气比、初始液滴直径和风扇转速对内外涵道水量分配比例的影响。结果表明:进入核心机的水量取决于液滴的初始液滴直径和风扇速度,水气比对进入核心机的水量影响较小。将仿真计算结果与文献[6]中经验数据进行了比较,仿真最大误差为3.3%。证明所建立的涡扇发动机内外涵道水量分布比例数值仿真方法是合理的,对计算液滴量的内外涵道分配具有一定的参考价值。 相似文献
870.
为了研究机匣振动能量的传递规律和转子多重不平衡激励能量在机匣上的耦合特性,采用有限元法建立了包括压气机机匣、燃烧室机匣和涡轮机匣组件在内的航空发动机整机机匣模型,应用结构声强法计算分析了机匣在不同激励频率下振动能量的传递规律和耦合特性。结果表明:(1)机匣共振时,振动能量的穿透力最强,主要以纵波和剪切波的形式穿过机匣安装边向其他部件传递。(2)机匣的模态振型与其振动能量传递特性有关,振动幅值较大的机匣组件同时也是主要参与振动能量传递的机匣组件。(3)振动能量在机匣上的传递具有解耦特性,多重激励同时作用下的机匣振动能量传递特性可以分解为多个单一激励作用下机匣振动能量的线性矢量和。 相似文献