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1987年  第2卷  第2期

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研究论文
轴流压气机气动弹性失稳的实验研究
冯毓诚, 胡宗安, 赵秀华, 王雨渭
1987, 2(2): 97-100,183.
摘要 PDF(484KB) icon1624 icon399
摘要:
本文介绍了在跨音压气机试验台上对BF-1系列转子开展气动弹性失稳的实验研究工作。文中提出了实验模型的零阻尼设计原则,描述了失速颤振发生的过程。分析了失速颤振发作时的气动声学现象——一种特殊的啸声。此外还给出了两种叶尖间隙和两种叶型对失速颤振影响的实验结果。最后对经验预测方法和实验结果作了对比,符合情况较好。
平面叶栅不可压粘性流场数值解
王立成, 张惠民, 杨崇颖
1987, 2(2): 101-104,183-184.
摘要 PDF(492KB) icon1354 icon369
摘要:
本文旨在发展一种二维叶栅不可压粘性流场计算的工程数值法。采用了主变量控制方程。在贴体非正交曲线坐标中求解运动方程。应用了一种新的叠加网格。用逆风因子法来确保数值解的稳定。应用压力修正代数方程来修正压力场,以满足连续方程。应用等效粘性系数紊流模型。最后对四种不同的叶栅在攻角-13°～+11°的范围内进行了数值试验,并将落后角以及分离点的位置与平面叶栅吹风数据作了比较,相互吻合是满意的。
跨音速涡轮叶栅三种试验方法的比较
杨雪珍
1987, 2(2): 105-108,184.
摘要 PDF(450KB) icon1621 icon387
摘要:
本文简单介绍了三套典型的跨音速涡轮叶栅的设计。比较了叶栅几何相似条件下进行的扇形环形叶栅、平面吹风、气水比拟三种试验方法所获得的结果,同时还与“时间推进有限面积法”的数值计算作了对比。对这三种试验手段的优缺点和可靠程度进行了初步评价。
弯度达73°的双圆弧叶栅的试验研究
成刚
1987, 2(2): 109-112,184.
摘要 PDF(427KB) icon1605 icon370
摘要:
本文根据一套弯度达73°的双圆弧叶栅的试验结果,分析了该叶栅的临界马赫数、最佳攻角、落后角、叶栅损失及攻角范围、叶型表面压力分布等,并与超临界叶栅的性能作了对比。结果表明:当参数选择恰当、槽道面积分布合理,则双圆弧叶栅在这样大的弯度下,仍能获得较好的气动性能,并基本符合一般双圆弧叶栅性能的规律。
超音速多圆弧(MCA)叶型叶珊的研究
查戈成, 严汝群
1987, 2(2): 113-116,184-185.
摘要 PDF(1135KB) icon1944 icon520
摘要:
本文提出了含脱体激波的叶栅有旋超音速流场的特征线起始线计算方法。采用激波嵌入法解完全的欧拉方程,计算了含脱体激波的多圆弧叶栅的超音速进口流场。本文发展了一种将超音速流场计算与亚音速扩散损失计算的尾迹法相关联的计算超音速叶栅损失的方法,可分别确定激波损失和亚音速扩散损失。
非线性元件次谐波运动的等效线性化
陈松淇, 徐建康
1987, 2(2): 117-120,185.
摘要 PDF(421KB) icon1532 icon478
摘要:
本文提出一个利用谐波平衡原理将非线性元件的作用力线性化的方法。非线性元件装于多自由度系统,系统在非线性元件处的运动含有与作用于系统的外谐和力非同步的分量。文中给出等效线性力参数的表达式,它们可通过一定的迭代步骤算出。文中以装有非同心型的挤压油膜阻尼器的不平衡刚性转子的次谐波响应为例,比较了用本文的方法与用Runge-Kutta法所得的计算结果。
柔性转子-非同心型挤压油膜阻尼器系统的非协调响应分析
孟光, 薛中擎, 祝长生, 冯心海
1987, 2(2): 121-125,186.
摘要 PDF(507KB) icon1414 icon408
摘要:
本文从理论计算及实验分析两方面研究了柔性转子-非同心型挤压油膜阻尼器系统的非协调稳态响应特性。讨论了转子转速、挤压油膜轴承参数、不平衡参数、质量比、外阻尼率及重力参数对系统非协调响应的影响,并利用FFT方法对系统稳态响应进行了频谱分析。
轮盘振动特性计算
朱梓根
1987, 2(2): 126-130,186-187.
摘要 PDF(539KB) icon1100 icon380
摘要:
本文提出了一种计算轮盘振动特性的数值解法。采用薄板和厚板两种理论,将问题化成一阶微分方程组进行数值计算。编制了计算机程序,得出了令人满意的结果。由于没有涉及到复杂的数学问题,计算机程序大为简化,计算时间少。
压气机旧叶片超载止裂的探索
侯静泳
1987, 2(2): 131-135,187.
摘要 PDF(2529KB) icon1385 icon403
摘要:
为了提高压气机叶片的使用寿命,将超载迟滞机理直接用于已有840小时的服役寿命,且表面已有轻度损伤的不锈钢旧叶片上,以观察其对疲劳裂纹形成寿命的影响。结果表明,随超载比m的增加,裂纹形成寿命也增加,当m≥1.6时,叶片的剩余疲劳寿命有明显提高,而m<1.48时则并不显著。
发动机和尾喷管匹配引起的跨音振动
伦亦云
1987, 2(2): 137-140,187-188.
摘要 PDF(594KB) icon1455 icon382
摘要:
本文论述某机在试飞中,飞行状态为H=3000～4000m,Ma=0.82～0.96范围内出现跨音速振动。通过多种途径,寻找“涡”存在的部位,并且为进一步揭示振源的本质,而进行飞机模型吹风和尾喷口模型气流脉动试验,终于找到了气流脉动的原因。最后,采取改装机尾罩,通过试飞实践,排除这一振动,使飞机顺利地通过跨音速试飞。
固体火箭发动机反向喷管推力终止技术
黄坚定
1987, 2(2): 141-146,188.
摘要 PDF(582KB) icon1484 icon378
摘要:
本文讨论了打开反向喷管时推力终止过程的燃烧室压力衰减和推力瞬变的计算方法。对理论计算与试验结果进行比较,表明经过修正的理论计算结果与试验结果符合得较好。
含铝复合固体推进剂的燃烧模拟计算
赵银, 田德佘, 江瑜
1987, 2(2): 147-152,188-189.
摘要 PDF(667KB) icon1569 icon404
摘要:
本文以我们提出的AP/HTPB推进剂的稳态燃烧模型为基础,对多级配AP/Al/HTPB推进剂的燃速和压力指数进行了模拟计算,并对铝粒径、铝含量对燃速和压力指数的作用规律及其机理作了说明。计算结果和实验符合得很好,相对误差小于10％的达90％以上,能满足定量予估的要求。
管内流体的振荡传热分析
朱谷君, 赵令德, 曹玉璋
1987, 2(2): 153-158,189.
摘要 PDF(519KB) icon1413 icon394
摘要:
流体在管内的轴向振荡运动可以明显地增强热、质的传输能力。有关的传质研究开展较早,传热方面的研究正在日益受到重视,振荡流体的传热实验和理论分析已取得了初步成果。本文采用数值分析方法求解长圆管中振荡流体的速度和温度分布,并在此基础上计算流体的轴向传热热流。计算结果可用有效导温系数ae表示为: ae/a=F(Wom,ΔS/R,Pr) 的函数形式。计算与实验数据和理论分析解的比较表明,它们是基本符合的。
双圆弧串列叶栅流动性能的试验研究
庄表南, 吴国钏, 郭秉衡
1987, 2(2): 159-161,189.
摘要 PDF(321KB) icon1818 icon400
摘要:
本文研究了三种不同弦长比、弯度比的双圆弧串列叶栅,并改变其轴向位移和周向位移等参数,在M1=0.3,Re=2×105下进行了吹风试验。得到了该叶栅的主要流动特性,如气流转角△β和气流流动损失系数ω,随气流攻角i的变化关系;找出最佳工作状态下的主要几何参数变化范围。并将试验结果绘制成图表和曲线,供设计压气机串列叶片时参考。
SB301超跨音速压气机平面叶栅风洞的超跨音速气动特性
姜正礼, 马进贤
1987, 2(2): 162-164,189-190.
摘要 PDF(1800KB) icon1710 icon389
摘要:
为了有效地开展对超、跨音速压气机的研究,我们自行设计、制造和调试成功了超、跨音速叶栅风洞。 一、风洞概况及特点 1.风洞概况 本风洞为吹气式暂冲风洞（图1）,全长19m,中心高1.2m。风洞最大工作流量为22kg/s,稳定工作时间大于4分钟。
轴流压气机计算机辅助试验研究
朱年国, 陈矛章
1987, 2(2): 165-166,190.
摘要 PDF(281KB) icon1283 icon391
摘要:
压气机试验研究的重要目的是发现其内部工作不好的部位,为修改设计提供可靠的依据。由于实际测取参数的位置和数量有限,希望通过实测数据与计算机计算相结合进行详尽的气动分析,从而能够对整个流场作出仔细的判断。
圆柱壳机匣热应力试验研究
尚伟钧, 张维新
1987, 2(2): 167-169,190.
摘要 PDF(328KB) icon1207 icon481
摘要:
试验设备与温度场的形成 试验设备与测量系统(图1):包括加温系统、温度测量系统和热应力测量系统。试件是1Cr18Ni9Ti材料制成的圆柱壳机匣,固定在底座上。加温器由周向均布的300V碘钨灯组成。热电偶是温度测量的传感器。在热应力测量中,采用中温应变片作为传感器,把电讯号经电阻平衡箱传到YJ-5应变仪,录取应变数据。 形成所需要的温度场是开展热应力试验研究的前提。
双转子涡喷发动机喷水诱喘方法
张炬, 吴岳庚, 运启生
1987, 2(2): 170-172,191.
摘要 PDF(362KB) icon1651 icon401
摘要:
在某型双转子涡喷发动机上,进行了稳态复合式诱喘方法的试验研究,即把涡轮Ⅰ、Ⅱ级导向器和尾喷口流通面积,按相同于设计状态的百分比缩小,同时向主燃烧室里喷水,诱使喘振发作。缩小数值应恰当,大了会造成不喷水时发动机严重超温,小了会造成水起不到明显堵塞作用,不易逼到喘振点。这个百分比缩小值可以事先估算。
应用于小型风洞的数据采集系统
蒋智, 唐智明, 宁榥
1987, 2(2): 173-175,191.
摘要 PDF(319KB) icon1361 icon384
摘要:
随着科研工作的大量增加,应用计算机采集和处理实验数据已成为当务之急。目前,关于数据采集和处理的资料很多,但均以A/D、D/A转换,数字处理为主,构成一套成整的数据采集系统的资料却非常少。尤其在实际应用中,专用的数据采集系统是必不可少的。因此,本文从实际应用出发,叙述了小型风洞实验数据采集系统的软硬件之构成,重点叙述了风洞实验中对计算机的遥控装置。
稳定器对油雾射流穿透深度与最大浓度线的影响
顾善建, 杨茂林, 吴继平
1987, 2(2): 176-178,191-192.
摘要 PDF(371KB) icon1444 icon480
摘要:
稳定器水平安放时油雾射流的穿透深度与最大浓度线 二元试验段、连续取样的燃气分析系统及实验方法的详细说明见文献[2、3]。 稳定器与油雾射流的相对位置如图1所示。在试验段中安装了火焰稳定器之后,使流场发生了改变,火焰稳定器既改变了气流的方向,又改变了气流速度的大小,而且在稳定器截面不同点处气流速度的方向与大小又各不相同,因此对油雾射流的穿透深度和最大浓度线必然产生影响。
圆筒燃烧室紊流流场数值研究
赵坚行
1987, 2(2): 179-181,192.
摘要 PDF(417KB) icon1527 icon483
摘要:
计算方法 本方法不需解压力修正方程,而是通过速度散度余量修正迭代法使连续方程直接得到满足。紊流模型采用k-ε模型,壁面处理采用无滑流固壁条件,避免复杂的壁面函数计算。对燃烧室内火焰稳定器,无论是圆盘或锥形都采用简单的取除格子法,从而大大简化计算程序。同样算例本方法所用计算语句只是SIMPLE算法的1/4～1/3。

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