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861.
考虑气动加热和变截面惯性矩的高超声速飞行器建模与分析 总被引:1,自引:0,他引:1
由于高超声速飞行器弹性机体/发动机的高度一体化设计,使得此类飞行器的动力学建模与控制较为复杂,而作为控制的基础以及面向控制的总体优化设计都需要建立高精度的动力学模型。首先,建立了考虑气动加热和变截面惯性矩影响的高超声速飞行器自由梁结构弹性模型,分析了气动加热和变截面惯性矩对飞行器振型的影响,得出了气动加热对振型影响非常小且振型引起的攻角变化很小,变截面惯性矩对飞行器的振型影响较大且振型引起的攻角变化较大的结论。然后,建立了考虑气动加热和变截面惯性矩影响的自由梁高超声速飞行器动力学模型,对考虑气动加热和忽略气动加热、恒截面惯性矩和变截面惯性矩对应的动力学模型进行了零极点分布对比分析,得出了气动加热对飞行器的纵向动态特性影响很小,变截面惯性矩自由梁对应的高超声速飞行器在特征点处开环不稳定性更大和非最小相位行为约束变弱的结论。 相似文献
862.
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塞锥后体气膜冷却对轴对称塞式喷管红外辐射和气动性能的影响 总被引:3,自引:0,他引:3
运用数值模拟方法,在主流质量流量为130 kg/s、总温为920 K和冷却空气总温为480 K的参数条件下,对比分析了塞锥后体气膜孔排布方式、气膜孔倾角(15°~30°)和气膜冷却空气用量(3%主流质量流量以内)对轴对称塞式喷管红外辐射和气动性能的影响。研究结果表明:塞锥后体的气膜冷却对喷管推力系数的影响十分微弱;对塞锥后体提供1%主流质量流量的冷却空气,喷管红外辐射强度相对无冷却喷管降低50%左右;当冷却空气用量增大至3%时,喷管红外辐射强度下降约60%,总压恢复系数降低较为显著;在相同的冷却空气用量下,小孔排间距的多孔排布方式与大孔排间距相比,具有近乎相同的红外辐射抑制效果和低的总压恢复系数下降幅度;气膜孔倾角从30°减小至15°,对塞锥后体表面温度的降低以及喷管总压恢复系数的改善效果微弱。 相似文献
864.
针对一体化红外抑制器后机身顶部狭缝进气口布局的精细化设计需求,提出了改变进气狭缝位置以及面积的4个方案,基于旋翼下洗气流和尾桨气流的简化模型进行了后机身内外流耦合流动传热数值研究,并运用正反射线追踪法计算得到了后机身3~5 μm波段和8~14 μm波段的红外辐射强度空间分布,通过对比分析了狭缝进气口布局对一体化红外抑制器后机身气流组织和红外辐射特性的影响。结果表明:旋翼下洗气流对于机身两侧排出的热喷流掺混作用有所差异,存在尾桨气流时排气热喷流对喷口附近机身壁面的局部加热效应更显著;后机身顶部进气位置影响旋翼下洗气流的进气流量以及机身内部气流流动,进气口布置在后机身顶部外侧不利于旋翼下洗气流的导入,而进气口布置在后机身顶部内侧则导致旋翼下洗气流在混合管与机身壁面之间的局部流动较弱,使得该区域的气流温度较高;进气口面积增大虽有利于减小表面局部热点区域,却导致后机身上方的红外辐射强度有较大的增强。因此,进气口的位置和面积是重要的设计参数,合理的后机身内部气流组织可以提供有效的混合管冷却和后机身壁面热防护,改善3~5 μm波段和8~14 μm波段的红外辐射强度空间分布。 相似文献
865.
866.
脉冲热像法作为红外热像检测中具有定量分析能力的方法,其主要检测模型温差函数法在薄壁试件的缺陷深度检测时存在失效问题.为找出建模过程中的缺陷,以理想脉冲激励下一维有限形式的解析解替代原温差函数模型中的近似解,在温差曲线和温差导数曲线中,对模型中的核心参数峰值温差时间和峰值斜率时间的使用特性进行了比较分析.结果显示:峰值温差时间由参考点决定,而不由测试点决定,峰值温差时间不具备对缺陷深度的定量检测能力;峰值斜率时间的适用范围受到测试点与参考点实际深度之比的限制,根据给出的适用性判据公式求得该比值的上限在0.5附近,判据公式可作为使用峰值斜率时间的理论依据. 相似文献
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868.
869.
870.
针对面阵静态红外地球敏感器的现场标定,提出基于规则小孔平面靶标的现场标定方法.将小孔平面靶标固定放置于面源黑体前方,在光学视场测量空间内,多次调整红外地球敏感器的摆放位置,以采集多幅不同位置、不同角度的红外靶标光点图像.使用等高层最小二乘椭圆拟合方法精确提取靶标红外光点的中心坐标,获得特征点信息.利用红外靶标图像和图像特征点计算面阵静态红外地球敏感器光学系统的焦距和主点坐标.试验结果表明,该标定方法简单灵活有效,便于调试现场操作.目前,该方法已在面阵静态红外地球敏感器研究中得到应用. 相似文献