导读:本文包含了流动失稳论文开题报告文献综述及选题提纲参考文献，主要关键词:测震,流动监测,勘选,云南省
流动失稳论文文献综述
马红虎,党文杰,程旭东,曹舸斌[1]（2018）在《以云南亚失稳台阵为例浅谈流动台站勘选》一文中研究指出通过对云南亚失稳野外实验观测区30个流动观测台站勘选任务的工作,结合云南大震应急测震流动监测的相关工作,总结了测震流动台站勘选的一些经验及方法,由于测震流动监测区域受地域限制,需结合该地区原有固定台站信息来考虑综合布局。做好前期图上作业准备,再到实地进场勘选架设,这一工作显得尤为重要,可以有效提高勘选的时效性。实地勘察首先避开河流、高速公路、铁路、矿山等大型干扰源,根据勘选经验先对周边环境进行勘查,尽量寻找独立成户的人家周围,这样的点位往往噪声水平会低于3. 16×10~(-7)m/s,选择最优的点位进行测试,这样可以节省时间,挑选出来测试的点位都能够很好地满足背景噪声需求。运用此经验方法对云南亚失稳实验区30个台点的勘选,结果表明,30个台站噪声水平均在1. 0×10~(-7)m/s以内,达到Ⅱ级台基噪声水平以上。(本文来源于《高原地震》期刊2018年04期）
王志强,刘佩尧,张莹,周敏[2]（2018）在《管内液膜流动失稳现象的直接数值模拟》一文中研究指出为分析液膜流动时垂直液膜的重力加速度分量和表面张力对扰动波振幅的影响,通过FTM模拟了液膜在重力作用下流动失稳过程。结果表明:重力分量和表面张力系数越大,扰动振幅衰减得越快;并且表面张力系数越小,扰动振幅波动的频率越高。此外还分析了促进液膜流动失稳的两个因素,即密度比和雷诺数Re。当增大密度比时,液膜会出现两种极端的变化:一种是液膜不再完全覆盖底面,会形成锲状液膜,随着速度变大和振幅脉动,当锲状液膜前锋出现新的扰动波时,新的扰动会与初始扰动发生干涉产生二次波动;另一种是增加密度比时,液膜将会在剪切力的作用下产生飞脱的现象,在Re数较大时,液膜流动失稳会在剪切力的作用下产生K-H(开尔文-赫姆霍兹)不稳定性,且初始扰动对形成开尔文-赫姆霍兹波浪具有诱导作用。(本文来源于《应用力学学报》期刊2018年06期）
王哲夫,王亮,符松[3]（2018）在《后掠Hiemenz流动失稳敏感性分析及等离子体控制》一文中研究指出本文研究了后掠Hiemenz流动的失稳特性,并提出了相应的采用介质阻挡放电等离子体激发器抑制失稳的方法。后掠Hiemenz流动是顺压梯度后掠平板流动的一种特殊情况,由于其边界层内有垂直于主流方向的横流,所以其转捩过程通常由横流主导。在失稳的初期,边界层内会形成同方向旋转的横流涡。针对这种情况,本文提出了在每个横流涡下方放置一个介质阻挡放电等离子体激发器的控制方案。为了得到较优的控制参数,本文推导了基于伴随方程的敏感性分析公式。敏感性分析通过对原问题做变分,得到下游扰动能量受外加体积力影响的趋势。敏感性分析的结果指出,在低速条带下方,也就是横流涡下方偏下扫的位置处添加正方向的体积力可以抑制扰动的发展。之后,本文采用抛物化扰动方程求解有控制和无控制时边界层内扰动的发展情况。文中测试了不同展向位置的激发器布置方案,确实发现在低速条带下方,添加正方向的体积力可以抑制扰动的发展,印证了之前敏感性分析的结果。本文同时测试了不同的激发器流向位置和激励电压,发现都是适中的情况控制效果较好。这表明所添加体积力的强度需要与当地所存在的扰动强度相当。太弱起不到控制的效果,太强会引入新的扰动主导失稳过程,反而会促进转捩。(本文来源于《第十届全国流体力学学术会议论文摘要集》期刊2018-10-25）
张皓光,谭锋,安康,楚武利,吴艳辉[4]（2018）在《不同转速下跨声速轴流压气机内部流动失稳的机理》一文中研究指出以跨声速轴流压气机转子NASA Rotor 67为研究对象,采用数值模拟方法,开展100%、80%及60%转速下跨声速轴流压气机内部流动失稳触发机制的机理研究。数值结果与实验数据的对比分析表明:在3个转速下,数值总性能曲线的变化趋势与实验数据符合一致。通过压气机内部流场的详细分析,得出其基本流动机理。在3个转速下,随着压气机节流,叶顶泄漏涡(TLV)的起始位置逐渐向叶片前缘移动,叶顶泄漏涡也逐渐向相邻叶片压力面偏转,相比近峰值效率点,近失速点时在100%、80%以及60%转速下叶顶泄漏涡的偏转角度分别为3°、6°和9°。在100%和80%转速下,叶顶泄漏涡与激波相互作用所导致的堵塞是触发压气机内部流动失稳的机制,并且在80%转速下,叶顶泄漏涡发生破碎;而在60%转速下,泄漏涡在相邻叶片出现的叶顶前缘溢流(LESF)是触发压气机内部流动失稳的主要机制,叶片吸力面尾缘出现的小尺度附面层气流分离(BLFS)不是主要机制。(本文来源于《航空动力学报》期刊2018年06期）
向宏辉,蒋世奇,高杰,唐凯,万钎君[5]（2018）在《跨声速压气机转子叶尖间隙流动失稳试验研究》一文中研究指出以跨声速单级轴流压气机为试验对象,通过在机匣表面安装高频响应动态压力传感器测量转子叶尖间隙流场,观察了不同转速下转子叶尖间隙泄漏流动结构随工作状态变化的响应特征。试验结果表明:100%转速时,叶尖间隙泄漏涡通过脱体激波后会突然膨胀而出现涡破裂现象,在转子通道内形成大面积的高静压低速堵塞区,对转子叶尖区域通道造成严重堵塞,迫使叶尖间隙泄漏流在相邻转子叶片叶尖前缘发生溢流,最终触发压气机内部流动失稳。80%转速时,叶尖间隙泄漏涡对叶片通道主流区堵塞影响较小,通道激波对进口来流产生阻滞作用,气流在进入转子叶片通道进口前严重分离,使得整个转子叶片通道完全被堵塞,最终触发压气机内部流动失稳。(本文来源于《燃气涡轮试验与研究》期刊2018年03期）
董显娟,鲁世强,王克鲁,欧阳德来[6]（2018）在《β转变组织TA15钛合金塑性流动失稳行为》一文中研究指出采用THERMECMASTOR-Z型热模拟实验机对魏氏和网篮2种β转变组织TA15钛合金在温度750~950℃、应变速率0.001~10s~(-1)范围进行等温恒应变速率压缩实验。结果表明,2种β转变组织钛合金在低温(750~880℃)和高应变速率(0.0032~10s~(-1))范围存在较大区域的塑性流动失稳,且魏氏组织发生塑性流动失稳的范围更大。魏氏组织的塑性流动失稳缺陷主要有45°宏观剪切裂纹、微裂纹和局部流动带,网篮组织的塑性流动失稳缺陷主要有45°宏观剪切裂纹和局部流动带。魏氏组织比网篮组织更容易发生塑性流动失稳与其α层片粗大导致变形协调性差有关。(本文来源于《稀有金属材料与工程》期刊2018年05期）
穆恺[7]（2018）在《液驱流动聚焦中界面失稳及耦合研究》一文中研究指出流动聚焦(Flow focusing)为一种典型的毛细流动现象,其原理为从毛细管流出的流体在另一种流体的驱动下,经过小孔形成稳定的锥-射流结构,射流在下游由于界面不稳定性而破碎形成单分散性微粒子。该方法能够稳定的制备具有单层或者复合界面结构的液滴、气泡、颗粒及胶囊,在医药学、生物学、化学、工农业生产等领域具有重大应用背景。本文结合实验、数值模拟和理论分析的方法,研究了液体驱动下单轴和同轴流动聚焦中界面的失稳与耦合,以及流体速度受到外部激励作用时流动聚焦中射流的破碎。主要工作及研究成果如下:(1)通过实验和数值模拟,获得了单轴流动聚焦中锥-射流结构典型的流动模式及其存在的参数区域。在对锥形的研究中,理论分析了两相流体流量对锥形稳定性的影响,并利用数值模拟展示了锥形的流场结构以及参数变化对锥形形态的影响。在对锥形下游液滴产生的研究中,发现了滴模式(Dripping)下液滴生成的非线性动力学特性,讨论了流体粘性对非线性的影响,并通过量纲分析揭示了非线性出现的机理。另外,通过数值模拟关注了射流模式(Jetting)下射流的速度型及其随空间的演化。进一步,采用两种分析方式研究了射流模式向滴模式的转换。其一是对射流当地无量纲参数进行分析,指出惯性是维持稳定射流的主要作用力;其二则是结合数值模拟提供的速度型对射流进行线性时空不稳定性理论分析。两种方式均良好的预测了模式转换边界。(2)利用数值模拟研究了流体流量受激励作用时单轴流动聚焦中射流的破碎。研究发现,改变激励频率和振幅时射流破碎存在着四种典型状态,并且频率和振幅的改变可以主动调控生成液滴的大小和单分散性,尤其是在一定的频率和振幅区间内可以形成均匀的液滴,此时液滴产生的频率与激励频率完全相同。量纲分析结合Rayleigh-Plateau失稳的临界条件给出了该区间的截止频率,高于此频率后扰动将不能主导射流的破碎。此外,数值模拟展示了锥形对来流扰动的调控作用,这会导致下游射流流量的脉动幅值小于激励的振幅,使得射流即便在较大的振幅下也能维持稳定。进一步,对比了不同扰动相和扰动波形的情况,讨论了其对射流的破碎影响,并为实际应用提供了 一定的指导。(3)研究了同轴流动聚焦中同轴射流内外两层界面在破碎时的耦合效应。实验展示了在恒定同轴射流流量下改变内流量所占比例(表示为λQ),同轴射流界面破碎的两种耦合状态,并进一步给出内外射流破碎长度、复合液滴粒径和儿何结构随λQ的变化规律,实验结果与理论预测符合良好。数值模拟对实验中同轴射流的破碎进行了验证,并利用其能够提供定量数据且不存在引发界面畸变的“透镜效应”的优势,对不同界面耦合状态时的流动进行了分析。数值模拟给出了两种耦合状态下同轴射流破碎的动力学过程及射流速度型随空间位置的演化,研究了 λQ对内外射流直径及内液滴粒径的影响。最后,对同轴射流开展了线性时间不稳定性理论分析,并与λQ接近于0和1这两种极端情况下单相射流的理论结果进行了定量对比。(4)研究了同轴流动聚焦中的流动模态及同轴射流的不稳定性。通过实验发现同轴锥形存在着叁种不同的动力学特性,并在稳定锥形前提下发现复合液滴生成的四种典型流动模式,其中重点关注了内外滴和内外射流这两种模式。数值模拟对两种模式进行了验证,并结合实验结果给出了两种模式的相图。进一步通过对数值模拟结果定量的数据分析说明了内界面的不稳定是触发内外射流模式向内外滴模式转化的原因。基于此结论,对内射流当地无量纲参数进行了分析来研究两种模式间的转换,指出惯性和粘性剪切力对维持稳定同轴射流的贡献,同时也说明了与单相射流情况的不同。此外,利用数值模拟提供的速度型对同轴射流开展了线性时间和时空不稳定性理论分析,讨论了参数对扰动发展的影响,并和数值模拟的结果进行了定量对比。(5)利用数值模拟研究了流体流量在激励作用下同轴流动聚焦中射流的破碎。发现改变激励频率和振幅时内外射流破碎各自存在着四种典型状态。详细考察了频率对同轴射流破碎的影响,重点关注当内外射流破碎均与激励同步、形成单核结构复合液滴时液滴的粒径和产率随频率的变化关系,并通过Rayleigh-Plateau理论推导了内外射流破碎不再受扰动主导时其各自的上临界频率。进一步研究了λQ对单核液滴的形貌的影响,并展示了高振幅时复合锥-射流结构失稳的动力学特征。最后,通过对扰动施加脉冲,实现了可控的“一包多”几何结构均匀液滴的生成,并初步对该种方案适用的参数范围进行了预估。(本文来源于《中国科学技术大学》期刊2018-05-01）
陆祺[8]（2018）在《窄小流道内两相界面特征对流动换热与流动失稳影响的实验研究》一文中研究指出汽/气液两相流动由于具有可观的传热传质特性,在核反应堆工程、化学工程以及航空航天工程等领域中得到了广泛应用。其中,相分布、压降、沸腾换热以及两相流动失稳等问题对工业设备的经济性与安全性至关重要,一直受到研究者们的广泛关注。目前,越来越多具有大比表面积的窄小流道被应用到了实际工程中。在窄小流道内,汽(气)液界面受到的表面张力与流道壁面的限制作用十分明显,汽泡动力学行为以及流动沸腾现象与常规流道相比具有一定差异。然而,两相界面形态的演变机理及其对流动换热与流动失稳的影响机制至今仍不清晰;不同尺寸流道内的两相流动特征,压降模型、沸腾换热模型、汽泡附壁接触直径分布模型以及流动失稳预测模型等还有很大的改进空间。本文以去离子水为实验工质,在不同流道以及不同工况下对绝热两相流动与沸腾两相流动的汽(气)液界面形态、汽(气)泡动力学特征、沸腾换热以及两相流动失稳开展了可视化实验研究。针对绝热气-液两相流动,发现Taylor气泡的界面形态受到了流道内径与气相流量的显着影响。在小流道内,表面张力相对于粘性力与浮力所占的比重较大,Taylor气泡的界面十分光滑且规则。随着流道内径的不断增大,表面张力所占份额逐渐减小,Taylor气泡的界面波动逐渐增强;尾流的涡旋与剪切效应还会造成Taylor气泡尾部的破碎,且该效应随着气相流量的增加而明显增强。基于以上研究,本文建立了同时适用于不同内径流道(Din=1.00mm~Din=6.00 mm)的弹状流流动压降预测模型;该模型考虑了表面张力以及两相相互作用的影响,预测结果与实验结果相比误差均在±25%以内。对于沸腾两相流动,在小流道(Din=2.15 mm)内,一旦达到ONB点(Onset of Nucleate Boiling),FDB点(Fully Developed Boiling)与准稳态沸腾点快速出现,流型由单相液体快速地转变为弹状流。此外,小流道内准稳态沸腾条件下的压降波动主要归因于弹状流中汽弹的周期性演化。结合本文的实验研究结果,基于Chen关系式的思想建立了同时适用于不同内径流道(Din=2.15 mm~Din=6.88 mm)的沸腾换热模型;该模型考虑了流道壁面的限制作用(Nconf),沸腾强度(Bo)以及两相相互作用强度(Xtt)的影响;模型预测值与实验值相比,误差均在±30%以内。此外,本文基于四面可视化矩形窄流道对沸腾汽泡行为开展了实验研究。发现在汽泡聚合过程中,厚液膜的捕获主要归因于泡间液膜破裂所导致表面张力的改变;当存在于汽-液-固叁相接触线的表面张力大于厚液膜与周围液体间压差引起的作用力时,厚液膜被反向排入主流流体,即厚液膜的破裂过程。此外,泡状流向弹状流的转变过程主要归因于多汽泡间的连续聚合现象;而且,在本实验研究中发现泡底厚液膜内存在明显的二次核态沸腾现象。在窄流道内,汽泡附壁接触区域的密度主要受到汽泡核化率与聚合率的共同影响。本文采用Inverse Gaussian分布函数,针对汽泡附壁接触直径建立了预测其分布参数ν和λ的数学模型,预测值与实验值相比误差均在±30%以内。针对沸腾两相流动失稳,本文采用带旁通流道开展了可视化实验研究,从汽泡动力学以及相界面演化的角度来分析汽泡行为对流动失稳的影响机制。研究发现,当叁种内径的带旁通流道内(Din=2.15 mm,Din=4.95 mm,Din=6.80 mm)出现沸腾两相流动失稳时,流道出口两相流型均为典型的环状流。对于带旁通小流道(Din=2.15 mm),由于表面张力以及流道壁面的限制作用十分明显;在脉动起始点以前,两相流型为典型的泡状流,且汽泡数量与尺寸均较小,两相流动状态处于稳定阶段。一旦热流密度达到脉动起始点,由于汽泡尺寸的增加以及汽泡被拉长与聚合,两相流型由泡状流快速地转变为环状流,两相流动失稳现象随即发生;此时由于小流道内汽相拥塞并导致汽液界面向上游发展,出现了明显的倒流现象。对于较大尺寸的带旁通流道(Din=6.80 mm),随着热流密度的逐渐增加,流型从泡状流依次向弹状流、搅混流以及环状流发展,两相流动状态也由稳定阶段逐渐转变为不稳定阶段。结合实验研究结果,本文建立了同时适用于不同内径带旁通流道(Din=2.15 mm~Din=6.80 mm)的两相流动失稳预测模型;该模型考虑了流道壁面的限制作用(Nconf)、表面张力与惯性力的作用(We)以及系统压力的影响(ρl/ρg)。该模型对流动失稳边界进行了很好的预测,预测值与实验值相比误差均在±30%以内。(本文来源于《重庆大学》期刊2018-03-01）
苏洋,黄伟光,张靖煊,朱郁波[9]（2018）在《多级轴流氦气压气机流动失稳实验研究》一文中研究指出利用闭式循环实验台,分别使用氦气和空气工质,对多级轴流氦气压气机的流动失稳进行实验研究。实验结果表明,在不同转速下,氦气压气机的流动失稳呈现出不同的特征:在高转速下,流动失稳呈现出大尺度、高振幅、低频率的喘振特征;在低转速下,流动失稳表现为小尺度、高振幅、高频率的旋转失速特征;而在中间的过渡转速,则表现为大尺度和小尺度扰动同时出现。基于相似准则的空气工质实验所表现的流动失稳特征与氦气工质实验所表现的特征一致,且相应的B参数亦接近,说明流动失稳特征与工质无关,是压缩系统特性的表现。(本文来源于《热能动力工程》期刊2018年01期）
胡练[10]（2017）在《耦合空泡演化特性的并联矩形窄流道沸腾两相流动失稳机理研究》一文中研究指出矩形窄流道具有结构紧凑、换热效率高的优势,作为一种强化传热元件,在采用板元件的先进反应堆堆芯设计中得到广泛的研究和应用。在较高的壁面加热功率下,并联矩形窄流道内可能发生强烈的沸腾两相流动,并引起流动失稳。当发生流动失稳后,周期性的热工参数振荡会导致换热设备周期性的机械应力和热应力,并可能诱发燃料元件表面传热恶化,甚至导致燃料元件烧毁。因此,研究并联矩形窄流道内两相流动失稳的触发机理,对核反应堆的热工水力安全性具有十分重要的意义。本文通过开展可视化实验研究和理论研究,来分析并联矩形窄流道内流动失稳过程中两相热工参数的脉动特征和空泡的演化行为,进而分析空泡演化行为对流动失稳的触发机理。本文主要开展了以下5个方面的研究:(1)基于可视化实验研究,采用数值PIV分析方法对实验可视化图像进行分析,建立矩形窄流道内沸腾两相流动的空泡分布模型,该模型应用于矩形窄流道内高过冷沸腾工况,对低空泡份额下汽相平均流速的预测误差在±8.5%以内;同时,采用神经网络流型识别技术来获得沸腾两相流动失稳过程中流道出口的两相流型和流道内两相流型的演化过程,并得到矩形窄流道实验中四种不同流型:弥散/聚合泡状流、帽/块状流、搅混流以及环状流。(2)根据流量脉动幅度特征,以流道入口流量脉动幅度发生明显变化的工况点作为流动失稳起始点。基于频谱分析对并联矩形窄流道内流动失稳过程进行研究,两相流动失稳过程分为两个阶段脉动:第一阶段脉动为相对较低振幅且无确定周期的脉动;第二阶段脉动具有确定周期和较高振幅,为典型的密度波型脉动。结合流动失稳过程中流道内空泡演化行为的分析,发现当出口达到饱和沸腾时,由于强烈的沸腾作用,大量蒸汽产生并使得密集汽泡/汽块发生聚合,空泡从搅混流迅速转变到环状流,两相流动阻力特性发生变化,导致第一阶段脉动发生。而第二阶段脉动发生在流道内出现较长环状流时,且伴随着流道内受空泡演化影响的两相流动的倍周期现象。(3)结合一维两流体模型和漂移流模型的运动学本构关系,建立混合两相流动模型。与Ishii等人建立的4方程漂移流模型守恒方程不同,本文建立的混合两相流动模型不需要引入动量和能量协方差,因此在数值求解上效率更高且精度更高。本文针对混合两相流模型,开发新的预条件JFNK方法来实现耦合全隐式数值求解。基于混合两相流动方程的半隐式离散方案,建立了有效的预条件方法,保证数值求解的稳定性和高效性。(4)基于数值计算结果分析,预测了并联矩形窄流道内两相流动不稳定边界,与实验获得的不稳定边界对比,其平均误差在±7%以内。同时对并联矩形窄流道内两相流动不稳定的非线性特征进行了研究,发现:在高入口过冷度工况下,在稳定边界的稳定性转变过程中,系统发生超临界Hopf分岔;而在低入口过冷度工况下,在稳定边界的稳定性转变过程中,系统发生次临界Hopf分岔。在两相流动稳定性对重要参数的敏感性研究中显示:在其它工况参数相同条件下,较高入口过冷度、较大流道间隙以及较大的分布参数都会增强并联矩形窄流道的稳定性。(5)本文结合可视化实验研究和理论研究,分析了并联矩形窄流道内两相流动失稳的触发机理。在并联矩形窄流道内,由于流动传热的延迟性和空泡的迁移特性,流道内空泡演化相对于入口质量流速的脉动存在延迟反馈效应,这一效应导致流道内受空泡演化行为影响的两相流动的倍周期脉动。当并联流道加热功率达到一定值时,流道内空泡份额较高,此时由于流道间空泡份额延迟效应的差异,导致流道间存在超过180°的压降脉动相位差。在并联矩形窄流道间压降差和空泡演化导致的流动阻力特性的延迟效应共同作用下,导致并联矩形窄流道内两相流动失稳发生。本文对并联矩形窄流道内两相流动失稳开展了实验和理论研究。从空泡演化行为的角度揭示了并联矩形窄流道内两相流动失稳的触发机理,为工程应用中避免和抑制两相流动不稳定的发生提供理论依据。(本文来源于《重庆大学》期刊2017-10-01）
流动失稳论文开题报告
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
为分析液膜流动时垂直液膜的重力加速度分量和表面张力对扰动波振幅的影响,通过FTM模拟了液膜在重力作用下流动失稳过程。结果表明:重力分量和表面张力系数越大,扰动振幅衰减得越快;并且表面张力系数越小,扰动振幅波动的频率越高。此外还分析了促进液膜流动失稳的两个因素,即密度比和雷诺数Re。当增大密度比时,液膜会出现两种极端的变化:一种是液膜不再完全覆盖底面,会形成锲状液膜,随着速度变大和振幅脉动,当锲状液膜前锋出现新的扰动波时,新的扰动会与初始扰动发生干涉产生二次波动;另一种是增加密度比时,液膜将会在剪切力的作用下产生飞脱的现象,在Re数较大时,液膜流动失稳会在剪切力的作用下产生K-H(开尔文-赫姆霍兹)不稳定性,且初始扰动对形成开尔文-赫姆霍兹波浪具有诱导作用。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
流动失稳论文参考文献
[1].马红虎,党文杰,程旭东,曹舸斌.以云南亚失稳台阵为例浅谈流动台站勘选[J].高原地震.2018
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[4].张皓光,谭锋,安康,楚武利,吴艳辉.不同转速下跨声速轴流压气机内部流动失稳的机理[J].航空动力学报.2018
[5].向宏辉,蒋世奇,高杰,唐凯,万钎君.跨声速压气机转子叶尖间隙流动失稳试验研究[J].燃气涡轮试验与研究.2018
[6].董显娟,鲁世强,王克鲁,欧阳德来.β转变组织TA15钛合金塑性流动失稳行为[J].稀有金属材料与工程.2018
[7].穆恺.液驱流动聚焦中界面失稳及耦合研究[D].中国科学技术大学.2018
[8].陆祺.窄小流道内两相界面特征对流动换热与流动失稳影响的实验研究[D].重庆大学.2018
[9].苏洋,黄伟光,张靖煊,朱郁波.多级轴流氦气压气机流动失稳实验研究[J].热能动力工程.2018
[10].胡练.耦合空泡演化特性的并联矩形窄流道沸腾两相流动失稳机理研究[D].重庆大学.2017