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1989年  第4卷  第3期

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研究论文
盘形锥齿轮截面形状的优化设计
郭星辉, 韩二中, 颜世英
1989, 4(3): 201-204,289.
摘要 PDF(530KB) icon1380 icon12
摘要:
本文对盘状齿轮进行了优化设计。首先求得固有频率对设计变量的灵敏度系数矩阵,然后用优化的摄动迭代法求出满足频率限制的几种截面形状。从中选取增重最小的为最终结果,并分析了加工精度对齿轮固有频率的影响。齿轮按文中确定的截面形状制造后,实测结果表明优化是成功的。
微动磨损疲劳——燕尾联结应力分布及裂纹位置预测
何明鉴
1989, 4(3): 205-208,289.
摘要 PDF(544KB) icon1499 icon14
摘要:
作者从计算和实验两方面研究了燕尾联接的微动磨损疲劳问题。计算方法得到了实验的验证,可以用来预测表面磨损的严重程度和可能扩展的裂纹的位置,并能计算接触表面及其附近的应力场和位移场。方法不仅对研究各种形状、尺寸的燕尾型结构的微动磨损疲劳有实用价值,而且可以推广到对其它结构型式的微动磨损疲劳的研究。
含置信度叶片疲劳寿命可靠性试验技术
庄忠良, 高德平, 鲁启新
1989, 4(3): 209-212,289.
摘要 PDF(467KB) icon1580 icon15
摘要:
本文指出在进行叶片可靠性试验时,不仅要考虑可靠度指标要求,还必须综合考虑置信度、可靠度,小样特性和模拟试验技术等等因素。从这一观点出发,本文提出了一种较合理的确定叶片疲劳寿命的可靠性试验。这种技术也适用于其它零件的疲劳寿命试验。
结构陶瓷材料断裂强度统计预测模型
杨晓光, 熊昌炳
1989, 4(3): 213-217,290.
摘要 PDF(630KB) icon1501 icon17
摘要:
根据最弱环理论,应用Weibull和Batdorf两种断裂强度统计预测模型,对结构陶瓷含体内裂纹情况下的断裂强度进行了统计分析和预测。通过应用三点弯曲试验得到的模型参数,计算了高速旋转下圆盘断裂强度的分布概率,并对两种预测模型的预测结果与试验结果进行了分析比较。
考虑动叶出口最佳流型的径—轴流式涡轮多目标优化法
陈林根
1989, 4(3): 218-222,290.
摘要 PDF(688KB) icon1396 icon14
摘要:
本文以平均截面处参数α1、β2、μ、和m=u2/w2cosβ2及动叶出口处扭曲规律为变量,以设计工况内效率和总重量为目标。提出了一个带有多种约束条件的径—轴流式涡轮参数多目标优化方法。所求问题为两目标有约束(二十九个)多变量(六个)非线性规划问题。介绍了用于最优设计的数学模型,给出了各种流型下径—轴流涡轮的单目标和多目标优化分析的一些结果。计算表明,所提出的方法是有效且实用的。
超声速回转面叶栅栅前激波形状的计算
华耀南
1989, 4(3): 223-227,290.
摘要 PDF(525KB) icon1500 icon10
摘要:
本文从基本方程出发,推导出回转面上特征线方程和特征相容关系的表达式。对西德DFVLR的单级跨声速实验压气机动叶的三个超声速截面进行了计算。计算表明:本方法能有效快速地算出回转面叶栅栅前脱体曲激波形状,并能同时求得超声进口区流场和唯一攻角。
用多层网格法解二维无粘跨音叶栅流动
盛春华, 王立成
1989, 4(3): 228-232,291.
摘要 PDF(1255KB) icon1780 icon10
摘要:
本文给出一种较有效的多层网格构成形式,并提出“预测—修正”壁面边界处理法。通过采用当地时间步和引入余差光滑处理法,进一步提高了格式的收敛性和稳定性。作为算例,本文对二维无粘跨音速叶栅流动求解,计算结果与试验数据对比表明,本算法收敛快和计算精度好。
二维粘性跨音叶栅流场计算中逆风因子法的应用
王立成, 张惠民, 芦小林
1989, 4(3): 233-236,291.
摘要 PDF(368KB) icon1644 icon12
摘要:
本文是二维亚音叶栅粘性流场计算的推广。在非正交贴体坐标中用有限差分法解非定常运动方程;用逆风因子法确保其数值稳定性。采用总温处处相等这个能量方程。时间步长由运动方程的离散方程的系数非负性确定。采用k-ε紊流模型。对DFVLR跨音叶型叶栅分别在进口马赫数为1.05和0.82的条件下作了数值试验。计算和实验的对比是满意的。
矢通量分裂-TVD杂交新格式及其应用
王保国, 陈乃兴
1989, 4(3): 237-240,291.
摘要 PDF(445KB) icon1579 icon15
摘要:
在贴体曲线坐标系中,本文提出了一个高分辨率的新格式,它是Steger-Warming的矢通量分裂与Harten的TVD(Total Variation Diminishing)格式的杂交,用于计算跨音速定常流动和捕获激波。典型的跨音速内流和叶栅流的算例表明:在60×15网格下捕获的激波过渡区不超过两个网格,证明其分辨率较高;分析激波附近的数值结果,没出现“低亏、过跳”、伪振荡现象;与实验结果的比较表明,对定常流在无人为附加耗散项的条件下它能给出较高质量无数值波动的激波流场解。
有向单位系下的方程无量纲化法
邱绪光
1989, 4(3): 241-244,292.
摘要 PDF(442KB) icon1655 icon13
摘要:
本文所研讨以有向单位系使方程无量纲化的方法。将籍助若干实例使探讨深入化和具体化。方法本身具有普遍性,但非任何场合都能比不考究方向的单位系取得更好的效果。
固体火箭发动机喷管喉衬应力场的有限元法计算
孙菊芳
1989, 4(3): 245-249,292.
摘要 PDF(500KB) icon1717 icon13
摘要:
本文对固体火箭发动机复合结构喷管石墨喉衬在燃气压力和变温载荷作用下的二维应力场,采用有限元法进行了分析、计算。提供了该方法的力学模型与基本方法和算例。计算中考虑了材料的方向性。为了节约计算机内存,整体结构刚度矩阵[K]采用了变带宽压缩存贮法。为了验证理论计算结果的准确性,还与实验结果进行了对比,两者基本符合。
喷管碳基喉衬的烧蚀
邓跃君, 蔡峨, 冯文澜
1989, 4(3): 250-252,296.
摘要 PDF(355KB) icon1497 icon10
摘要:
计算方法和结果 喷管材料的烧蚀主要是热和化学作用的结果。热量来自碳与燃气中的氧化元素之间的异相化学反应,以及对流和幅射传热。本文中的解析模型用来预测喷管温度分布及烧蚀率。在处理联结核心流及喷管壁面的边界层流动时,把传热传质数值作为壁内导热计算的输入数据。边界层的边界条件是由一维无粘定常流的解来确定的。在材料响应的分析中介入了幅射边界条件,在UTC数据上引入了一个有效辐射系数。用有限元计算方法求解瞬态热传导方程来确定喷管壁内温度分布随时间的变化关系。
旋转变厚度圆盘的样条积分方程法
刘兴业, 郑建军
1989, 4(3): 253-255,292-293.
摘要 PDF(407KB) icon1909 icon10
摘要:
前言 对于旋转变厚度圆盘的应力分析,一般可用有限元法或差分法,但相对于边界元来说精度较差,若要提高精度就必须将单元分细,随之而来的是方程阶数的增加和计算时间的增长。为了克服上述缺点,本文提出了一种新的样条积分方程法,直接利用弹性力学二维问题的环基本解建立积分方程并用样条函数进行求解。这样只需划分少量单元,就可获得精度很高的数值解,可大大节约计算机内存和计算时间。
离散单元节点编号的优化
粱彩容
1989, 4(3): 256-258,293.
摘要 PDF(339KB) icon1496 icon11
摘要:
引言 用有限元素方法分析构件时,通常要产生一个高阶的总刚度矩阵[K],它是一个稀疏对称、带状分布的矩阵。在求解表示刚度矩阵[K]、节点力矢量{Q}以及节点位移矢量{U}之间的平衡关系的线性代数方程组:[K]{U}={Q}时,所需要的计算时间及计算机的存贮量,在矩阵大小一定的条件下,主要取决于总刚度矩阵[K]的带宽。计算时间和存贮量与带宽的平方成正比。
转子后总压旋态误差的研究
汤国才
1989, 4(3): 259-261,293.
摘要 PDF(367KB) icon1393 icon12
摘要:
总压测量时,测点气流的真实总压是p*(不考虑探针的干扰),而探针感受到的压力是p0转子后旋态使气流方向有大幅度变化(如图1,在近场尾迹中可达40°),因此一般p0不一定与真实压力恒等,测试系统最后得到指示压力P1工程上一般要求总压的质量平均值pm*,而在指示端得到的是指示压力的时间平均值芦pH1。
压气机进口畸变流场的主动控制
徐力平
1989, 4(3): 262-264,293.
摘要 PDF(448KB) icon1479 icon18
摘要:
一 引言 航空喷气发动机进口的气流畸变对压气机的性能和稳定性造成很大的影响,发动机的抗畸变能力已成为评价发动机性能的一个重要指标。目前发动机设计时往往留有高达20％的失速裕度,也与防止进气畸变使压气机进入不稳定工作有关。留用大量的失速裕度意味着压气机性能的浪费。如果能增强压气机的抗畸变能力,使之在进口气流品质较恶劣的情况下也能稳定工作而不进入旋转失速或喘振,则有可能将压气机的工作点移至压比与效率都更高的区域。由此得到的发动机性能提高是相当可观的。
进口流场与发动机工作稳定性试飞
伦亦云
1989, 4(3): 265-268,294.
摘要 PDF(502KB) icon1633 icon17
摘要:
某超音速飞机,在一定的高度和速度范围内,通过“全加力”加速平飞,平飞时发动机加速与节流、跃升和等Ma数爬升等试飞。以调节中心锥体上6个测压点的压力变化规律为依据,进气道出口“十”字形测压耙(图1)的压力分散度值定性地描述流场变化的趋势.来评定进气道与发动机匹配相容性。试飞结果表明:进气道以较弱的超临界状态与发动机相匹配工作;但时,进气道以较严重的超临界状态与发动机相匹配,显得喉道面积偏小;此外大攻角跃升和高空小表速接通加力时,各发生一次空中停车。
紊流度测点少时最大瞬时畸变值预估
梁德旺, 张世英
1989, 4(3): 269-270,294.
摘要 PDF(282KB) icon1454 icon12
摘要:

在已有的最大瞬时畸变值的预估方法中,几乎都要求输入各测点脉动压力的均方根值。然而,在工程实际中,特别是选型阶段的小模型。由于实验模型限制了安装动态传感器的数量,或因为动态测量系统的复杂性及设备费用高等原因,所测得紊流度数据较少。此时,不可能直接用上述文献中介绍的方法来预估最大瞬时畸变值。本文的目的则是要解决紊流度测点较少时最大瞬时畸变值的预估问题。
轴对称收敛-扩散喷管几何参数优化设计
曾军, 赵景芸
1989, 4(3): 271-272,294.
摘要 PDF(281KB) icon1700 icon20
摘要:
现代航空发动机广泛采用机械可调收敛—扩散喷管,以适应其宽广的工作范围。当发动机工况改变时,要调节排气喷管的出口面积.以获得尽可能高的内特性,此时喷管的其它几何参数也随之改变。喷管各几何参数对内特性的影响可以通过模型试验获得,而可调喷管模型的加工和试验周期长且非常昂贵。因而喷管研制中必须首先对喷管内特性的影响综合考虑,得到最佳的折衷方案,为喷管设计提供依据。喷管的推力系数是衡量喷管内特性的最重要的参数.是喷管设计的主要指标,因而选取推力系数作为优化设计的目标函数。
收敛-扩散喷管几何参数对内特性的影响
赵景芸
1989, 4(3): 273-274,295.
摘要 PDF(290KB) icon1751 icon19
摘要:
航空发动机广泛采用机械可调式收敛-扩散喷管,正确地选择几何参数是喷管设计的主要任务之一。本文通过模型试验研究具有不同几何参数的收敛-扩散喷管在不同工况下的推力特性和壁面压力分布。试验设备及测量系统见文献。模型喷管有轴对称收敛-扩散型和两侧壁为有机玻璃的二元收敛-扩散型两种,其几何参数为:面积比CA为1.0～2.4扩张半角α为0～24°,收敛半角β为8～24°,喉部圆角半径R0与喉道半径R1之比为0.31～2.0。
煤水浆的雾化与磨损的实验研究
曹明骅, H·W·Glaser
1989, 4(3): 275-276,295.
摘要 PDF(290KB) icon1218 icon12
摘要:
本煤水浆喷嘴采用内混合式空气雾化喷嘴(图1)。煤水浆通道设计成形状简单的直通道。主流雾化空气高速旋转喷出,在内混合室与煤水浆混合,形成气浆薄液膜,它在内混合室出口处再与次流雾化空气相撞,进一步雾化破碎。 实验用煤粉成份为固体碳68.0％.挥发份23.2％,灰分7.8％和硫0.84％.实验用煤水浆按重量比为70％的磨细煤粉、1％的附加剂和29％的水组成。最大煤粒尺寸为250um。
蒸发管喷嘴燃油雾化特性试验研究
孙跃中
1989, 4(3): 277-279,295.
摘要 PDF(352KB) icon1845 icon17
摘要:
试验与测量 试验工作在预混式喷嘴试验器上进行(图1)。试验蒸发管共有15种,其区别在于进出口直径、供油喷头的孔径和孔数的不同;有的试验件装有定位螺母或故意造成供油杆偏斜。试验参数变化范围:雾化空气速度Vα=45～130m/s,气油比AFR=qmα/qmf=0.6～5,燃油压力PJ=(0.4～52)×104Pα,粒度仪测量位置到蒸发管出口轴向距离l=20～70mm。
模拟涡轮旋转叶片冷却通道换热的初步实验研究
王宝官, 丁小江
1989, 4(3): 280-282,295.
摘要 PDF(359KB) icon1597 icon10
摘要:
随着先进的动力装置向高推重比发展,涡轮前燃气的进口温度也越来越高,不但导向叶片需要高技术的冷却,转子叶片也必须进行相应的冷却。但是,以往的冷却研究大部分都建立在静止叶片的基础上,而对转子叶片却研究甚少。事实上.只有对旋转冷却通道换热进行系统的研究,才有可能对整个冷却系统作更精确更有效的设计。为此,旋转冷却系统的研究正成为越来越重要的课题。
喷气发动机起动点火过程中的流动相似
王洪铭
1989, 4(3): 283-285,296.
摘要 PDF(363KB) icon1626 icon9
摘要:
概述 空中起动时,点火包线如图1所示,从点火的贫油边界看出.随着高度增加,点火所允许的速度是增加的。当采用电嘴附近补氧时.它的贫油边界虽然扩大了,仍然保持这一趋势。而在经典的点火理论中,当点火能量一定时,空气的温度Tσ、密度ρo降低,点火的流速Vo下降。为此,本文企图解释.当高度增加时,贫油点火边界的流速也增加这一试验结果。
凝聚相界面反应在复合推进剂燃烧过程中的作用
张仁
1989, 4(3): 286-288,296.
摘要 PDF(358KB) icon1528 icon9
摘要:
引言 复合固体推进剂燃烧表面及亚表面的凝聚相反应通常由氧化剂的热分解反应,有机粘合剂的热分解反应以及氧比剂与粘合剂间的界面反应等三部分所组成。关于凝聚相界面反应及其对推进剂燃烧性能的影响,至今尚未引起有关学者的应有重视。少数学者在应用夹层燃烧器研究复合固体推进剂燃速催比剂的作用部位时,曾发现亚铬酸铜和氧化铁等催化剂能加速氧化剂分解气体与固体粘合剂间的非均相界面放热化学反应,但他们都未能作出定量的评价,文献[1]曾提出了有关复合固体推进剂凝聚相界面反应热的计算公式:

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