Винт идеальный

Сравнивая эту формулу с полученным ранее соотнощением для идеального винта (66), мы видим, что при малых а большого выигрыша в моменте не получается. Интересно отметить, что при а — л/2 — , чтобы привести пресс в движение, к рукоятке необходимо приложить бесконечный момент под действием приложенного момента винт будет все сильнее прижиматься к нарезке, но с места не сдвинется. [c.330]

Теорема Жуковского, опубликованная им в 1906 г., сыграла важную роль в развитии теории крыла, которая явилась основой теории летательных аппаратов. Эта теорема получила также широкое применение в теории гребных винтов кораблей, теории лопастных гидравлических, паровых и газовых турбомашин. Ее значение определяется прежде всего тем, что она вскрывает физическую причину появления подъемной силы такой причиной являются вихри, мерой интенсивности которых служит циркуляция скорости. При этом несущественна причина, порождающая эти вихри. В рамках теории идеальной жидкости, циркуляция может быть порождена только вихрями, которые мы считаем существующими в потоке, однако не можем указать источник их появления (по крайней мере для однородной несжимаемой жидкости). Такие вихри, определяющие подъемную силу, Жуковский называл присоединенными. В реальной жидкости циркуляция порождается действием сил трения, которые развиваются и проявляются в пограничном слое, образующемся у поверхности тела (см. гл. 8 и 9). Таким образом, присоединенные вихри Жуковского являются теоретическим эквивалентом системы вихрей, возникающих в пограничном слое реальной жидкости. Теорема Жуковского указывает на то, что целесообразно изменяя форму профиля обтекаемого цилиндрического тела, т. е. изменяя интенсивность вихрей в пограничном слое, можно соответственно изменять подъемную силу. [c.235]

Если жидкость можно считать идеальной и несжимаемой, то при поступательном движении винта вдоль своей оси и при фиксированном шаге поступь является единственным безразмерным параметром, определяющим режим движения. [c.73]

Отсюда вытекает, что л = 1 при fi = 0. В схеме несущего диска наилучшие идеальные к.п.д. соответствуют малым fi, для этого при заданной тяге В и расчетной скорости надо увеличивать 5, однако требования прочности и возможности возникновения кавитации заставляют ограничивать диаметр водяных винтов. С помощью кольцевых насадков по схеме рис. 64 при больших fi можно получить идеальный к.п.д. и фактический к.п.д. больше, чем к.п.д., рассчитанный по формуле (10.35 ), отвечающей идеальному к.п.д. схемы несущего диска. [c.147]

Формула (10.37) при малых значениях не совпадает с обычной общеизвестной формулой идеального к.п.д. винта, полученной в теории несущего диска. Это объясняется тем, что рассматриваемая постановка задачи носит более широкий характер и охватывает случай работы винта в насадках, когда [c.149]

Рис. 66. Полетный к.п.д. идеального механического движителя (винта) для дозвуковых и сверхзвуковых скоростей полета как функция коэффициента нагрузки.

На основании изложенной выше теории идеального винта можно сделать вывод о том, что при конструировании двигателей с наименьшим весом входные устройства и проточная часть двигателя должны обеспечивать на расчетных режимах работы при входе в компрессор скорость потока, близкую к скорости звука. Разобранные выше закономерности для к.п.д. имеют фундаментальное значение для оценки построенных машин, для выяснения возможных перспектив и конструктивных тенденций. [c.149]

Нагрузки второго вида — наиболее существенные источники вибрации судовых конструкций. Вибрационные нагрузки, возбуждаемые идеальным гребным винтом, [c.435]

Возмущающая нагрузка второго из отмеченных выше типов, связанных с работой идеального гребного винта за корпусом, имеет вполне детерминированный характер и рассчитывается с использованием имеющихся решений задачи о движении лопасти винта вблизи экранов, создаваемых корпусом судна и выступающими частями [15, 19, 221. [c.437]

V на диске несущего винта. Наконец, закон сохранения массы позволяет выразить т через о. Исключая ш, получим главный результат импульсной теории — соотношение между индуктивной мощностью и силой тяги несущего винта. Импульсная теория не рассматривает детальную картину нагрузок винта или обтекающего его потока. Поэтому одной этой теории недостаточно для проектирования винта. Импульсная теория позволяет лишь оценить необходимые индуктивные затраты мощности и указывает идеальный предел улучшения аэродинамических характеристик несущего винта. [c.43]

Коэффициент совершенства М, служащий мерилом аэродинамического совершенства несущего винта на режиме висения, определяют как отношение минимально возможной требуемой для висения мощности к мощности, действительно потребляемой на висении ). Таким образом, в коэффициенте совершенства М аэродинамические характеристики реального несущего винта сопоставлены с характеристиками идеального винта, расходующего на индукцию только ту мощность, затраты которой неизбежны, т. е. [c.49]

ИДЕАЛЬНЫЙ НЕСУЩИЙ ВИНТ [c.76]

Рассмотрим несущий винт, имеющий лопасти с постоянной хордой и идеальной круткой 0 = 0кД. В разд. 2.5 было показано, что такая крутка обеспечивает равномерное распределение скорости протекания по диску винта и, следовательно, соответствует минимальной индуктивной мощности. При идеальной крутке распределение нагрузки лопасти по размаху будет линейным [c.76]

По формулам разд. 2.4.2 получаются следующие выражения для аэродинамических характеристик идеального несущего винта (постоянная хорда, идеальная крутка, равномерная скорость протекания) [c.76]

На самом деле коэффициент подъемной силы сечения в корневой части лопасти ограничен возникновением срыва. Кроме того, корневой части на практике нельзя придать идеальную крутку. Однако в любом случае внутренние сечения лопасти не оказывают значительного влияния на аэродинамические характеристики несущего винта. Практическое затруднение состоит в том, что для каждого режима работы винта требуется своя крутка из формулы а= (0к —Л)/г следует равенство [c.77]

Геометрические характеристики идеального несущего винта выбираются так, чтобы индуктивная мощность была минимальной. Однако углы атаки сечений этого винта определяются соотношением а = ак/г, так что только одно сечение работает при оптимальной величине отношения подъемной силы к сопротивлению. В результате профильная мощность идеального несущего винта не будет минимальной. Рассмотрим теперь несущий винт, оптимизированный и по индуктивной, и по профильной мощностям. Для минимума индуктивной мощности скорость протекания должна быть распределена равномерно. Профильная же мощность будет минимальна при условии, что каждое сечение лопасти работает под оптимальным углом атаки Копт, при котором достигается оптимальная величина отношения с /с<г. Эти два критерия определяют крутку и сужение лопастей оптимального несущего винта, имеющего наилучшие аэродинамические характеристики на режиме висения. [c.77]

Как и у идеального несущего винта, геометрические характеристики оптимального винта зависят от режима работы. Кроме того, распределение хорд и крутка имеют особенности вблизи корня лопасти. Однако рассмотрение оптимального несущего винта полезно тем, что обнаруживает предельное улучшение аэродинамических характеристик, которое может быть достигнуто выбором крутки и сужения, и показывает конструктору направления совершенствования реального несущего винта. Общий вывод состоит в том, что в направлении от корня лопасти к ее концу угол установки должен убывать (т. е. требуется отрицательная закрутка), а лопасть — суживаться. Правда, выигрыш в аэродинамических характеристиках, достигаемый в результате сужения лопасти, часто не оправдывает дополнительных расходов на изготовление таких лопастей. Раньше обычно конструировали лопасти с линейной круткой и постоянной хордой и лишь изредка — трапециевидные. При современных материалах и технологии производства делают лопасти с нелинейной круткой и переменной хордой. Анализ оптимального винта показывает, что конструкция реального несущего винта обязательно будет результатом компромисса. [c.78]

Режим турбулентного следа. На рис. 3.5 показано обтекание несущего винта на режиме идеальной авторотации, когда V + у = 0. Если бы профильная мощность была равна нулю, то безмоторное снижение могло бы происходить на этом режиме, так как для него P = T(V+v)=0. Теоретически воздух через диск не протекает, но на самом деле существуют значительные обратное течение н возмущения. Обтекание винта на этом режиме сходно с обтеканием круглой пластины той же [c.110]

Индуктивная скорость v определяется как разность ординат кривой скоростей протекания и прямой и = 0. Идеальной авторотации соответствует теперь ось абсцисс V v = 0. Точкам выше оси абсцисс соответствуют режимы полета, при которых несущий винт сообщает энергию воздушному потоку, точкам ниже этой оси — режимы, при которых винт получает энергию из потока. [c.113]

В типичном случае ордината (V + v)/vb точки пересечения близка к —0,3, так что авторотация происходит при скорости снижения, несколько большей скорости идеальной авторотации, т. е. относится к режиму турбулентного следа. Наклон кривой скоростей протекания в этой области велик. Это означает, что для компенсации профильной мощности достаточно небольшое увеличение скорости снижения. Для реального вертолета при расчете скорости (К + v)/Vb должны также учитываться потери мощности на рулевой винт и на аэродинамическую интерференцию. Эти потери составляют от 15 до 20% профильной мощности, так что их учет дает лишь малую поправку к величине скорости снижения. Предельную скорость вертикального снижения можно найти, считая, что она соответствует границе режима турбулентного следа, т. е. приблизительно 2 < V/vb < —1,71. Таким образом, для плотности атмосферы на уровне моря скорость снижения I/составляет от 1,1 Т/А до ],3- /Т1А м/с (нагрузка на диск выражена в Па). [c.116]

Здесь о , п — скорость, индуцируемая отдельным п-ш винтом, который считается идеальным km — поправочный множитель, учитывающий дополнительные индуктивные затраты реального винта хт —коэффициент интерференции, который учитывает скос на т-м винте вследствие силы тяги п-то винта. Положительная величина у тп соответствует затратам мощности на интерференцию, при отрицательном %тп интерференция оказывает благоприятное влияние. Написанное выше выражение пригодно для всех скоростей полета, включая нулевую (висение), но коэффициенты интерференции Хт зависят от скорости. При больших скоростях полета по импульсной теории винта или по теории крыла получаем, что индуктивная скорость Ои, п равна 7 /(2рЛ У). [c.147]

В гл. 4 было выведено уравнение баланса мощностей Р = = Г( I/ sin а 4- и) = Р 4- Рвр + Рс для случая полета вперед вертолета с идеальным винтом (без профильных потерь). На рис. 4.4 представлено решение этого уравнения, полученное по элементно-импульсной теории и экспериментальным данным в виде зависимости Р/Рп = (V sin а + и) /ив от V os a/ve и V sin a/vs- По импульсной теории индуктивный коэффициент протекания при полете вперед равен [c.271]

Кратных частоте вращения, особенно при частотах, близких к Q и NQ. Не должно быть также резонансов и при частотах вращения других агрегатов (двигателя, трансмиссии, рулевого винта). Аналитическое исследование вибраций вертолета — трудная задача ввиду сложности его конструкции, однако применение современных методов конечных элементов позволяет решать ее с удовлетворительной точностью. Для определения собственных частот реальной конструкции все же необходимы экспериментальные данные. Регулировка собственных частот фюзеляжа с целью избежания резонансов в общем затруднительна из-за большого количества частот возбуждения, подлежащих учету. Резонансы на самом несущем винте могут увеличивать нагрузки у комля и, следовательно, передаваемые вибрации. Это означает, что и лопасти следует проектировать, избегая резонансов при частотах NQ и (A 1)Q. Для винтов типа качалки или карданных следует избегать совпадения частоты колебаний общего шага лопастей с частотой NQ и частот циклических тонов с частотами (Л 1)й. Принимая во внимание, что втулка не является идеальным фильтром нагрузок у комля, вообще говоря, необходимо стремиться к несовпадению собственных частот вращающейся лопасти со всеми частотами, кратными частоте вращения -винта. Процесс производства лопастей нужно выбирать с учетом требования минимизации конструктивных и аэродинамических различий между лопастями для снижения вибраций вертолета с частотой вращения винта. [c.639]

В теории идеального винта, а имеет максимум на радиусе от 0,8 до 0,95 . Уменьшение циркуляции до нулевого значения на конце лопасти происходит на конечном участке по радиусу, и градиент изменения Г на этом участке весьма велик. Следствием этого является очень высокая интенсивность продоль- [c.650]

При приближении вращающейся лопасти несущего винта к вихревому следу предыдущей лопасти аэродинамические нагрузки на ней сильно меняются в зависимости от относительного положения следа и лопасти. Поэтому для определения переменных индуктивных скоростей и аэродинамических нагрузок в первую очередь нужно установить форму системы вихрей. При вращении лопасти с нее сходят как продольные, так и поперечные вихри. Далее элементы этих вихрей переносятся с местной скоростью воздушного потока, складывающейся из скорости невозмущенного потока и скорости, которую индуцирует на соответствующем элементе система вихрей винта. В предположении постоянства индуктивной скорости сходящая с вращающейся лопасти пелена вихрей имеет вид скошенной винтовой поверхности. На самом деле индуктивные скорости в разных точках пелены вихрей (как и на диске винта) существенно различны. Поэтому действительная форма пелены вихрей, определяемая путем интегрирования перемещений ее точек в неоднородном поле местных скоростей, существенно отличается от упомянутой идеальной пелены. На большом расстоянии вниз по потоку система вихрей винта стремится свернуться в два вихревых жгута, подобных концевым вихрям кругового крыла. Однако для определения нагрузок существенны деформации пелены только вблизи диска винта, и в особенности положение элементов концевых вихрей нри первом приближении их к последующей лопасти. Явление взаимодействия свободного вихря с лопастью не исчерпывается возникновением на лопасти соответствующих аэродинамических нагрузок. Лопасть в свою очередь влияет на вихрь, вызывая значительное изменение скорости [c.671]

Можно дать и другое, эквивалентное определение вектора Бюргерса. В реальном кристалле (рис. 3.13,6) проведем по правилу правого винта контур, который был бы замкнутым в идеальном исходном кристалле (рис. 3.13,а). Замыкающий вектор АВ пред-ставляет собой вектор Бюргерса. [c.99]

Теорема Жуковского, опубликованная им в 1906 г., сыграла выдающуюся роль в развитии теории крыла, которая, в свою очередь, явилась основой теории летательных аппаратов. Эта теорема получила также широкое применение в теории гребных винтов кораблей, теории лопастных гидравлических, паровых и газовых турбомашин. Ее значение определяется прежде всего тем, что она вскрывает физическую причину появления подъемной силы такой причиной являются вихри, мерой интенсивности которых служит циркуляция скорости. При этом несущественна причина, порождающая эти вихри. В рамках теории идеальной жидкости циркуляция может быть порождена только вихрями, которые мы а priori мыслим существующими в потоке, однако не можем указать источник их появления (по крайней мере для несжимаемой жидкости). Такие вихри, определяющие величину подъемной силы, Жуковский называл присоединенными. В реальной жидкости циркуляция порождается действием сил трения, которые развиваются и проявляются в пограничном слое, прилегающем [c.251]

В формуле (10.34) вместо отношения я можно задаваться ф, необходимые значения которого для винта в идеальном процессе можно обеспечивать с помощью специальных кольцевых насадков (насадков Брикса-Корта на водяных винтах), изображенных на рис. 64. С помощью такого рода насадков можно увеличивать площадь потока, забираемого в струю винта. Очевидно, что применение таких насадков может быть выгодно при больших значениях коэффициентов нагрузки В (большие тя- [c.146]

При работе идеального винта в равномерном поле скоростей равнодействующая упора направлена вдоль оси винта и постоянна по величине. В этом случае валопровод воспринимал бы лишь продольные усилия, не вызывающие изгибных деформаций. Однако условия работы реального винта и система усилий, им воспринимаемых, могут существенно отличаться от такой идеальной схемы. Это различие обусловлено как некоторой разношаговостью отдельных лопастей, так и неравномерностью поля скоростей воды в диске винта вблизи кормовых обводов корпуса судна. Указанные факторы приводят к изменению величины равнодействующей упора и смещению линии действия ее относительно оси винта. Суммарный эффект изменения системы гидродинамических усилий на гребном винте может быть описан введением дополнительных изгибающего [c.225]

ВНИЗ по потоку. Течение будем считать плавным, а скорости v и W — постоянными по поперечным сечениям следа. Энергией вращения, обусловленной крутящим моментом несущего винта, пренебрегаем. Воздух считаем идеальной и несжимаемой жидкостью. Массовый расход жидкости через диск равен th = pAv, и по закону сохранения массы он постоянен по всему следу. По теореме импульсов сила, создаваемая несущим винтом, равна скорости изменения количества движения фиксирован ного объема жидкости и в установившемся течении вычисляется как разность между количеством движения жидкости, вытекающей в единицу времени через сечение 3 (рис. 2.1), и количеством движения жидкости, втекающей в единицу времени через сечение О (рис. 2.1). На висении далеко перед винтом жидкость находится в состоянии покоя, так что Т = thw. По закону сохранения энергии затрачиваемая несущим винтом мощность равна скорости изменения энергии жидкости и вычи- [c.44]

Импульсная теория следующим образом определяет коэффициент индуктивной мощности для идеального несущего винта на висении Ср1 = сТ1л/2.У реального несущего винта имеются и другие затраты мощности, в частности профильные потери, которые обусловлены сопротивлением лопастей, вращающихся в вязкой жидкости. Имеются также дополнительные индуктивные потери, которые связаны с неоднородностью потока, протекающего через реальный, неоптимально спроектированный несущий винт. Закручивание потока в следе, вызываемое крутящим моментом, является еще одной причиной потерь мощности, хотя у вертолетов эти потери обычно малы. Наконец, несущему винту на висении -присущи концевые потери, возникающие в результате дискретности и периодичности возмущений в следе, которые обусловлены тем, что число лопастей конечно. Затраты мощности, потребляемой несущим винтом на висении, приблизительно распределены следующим образом (в i%) [c.48]

Если потребляемую несущим винтом мощность представить как сумму индуктивной и профильной мощностей, то коэффициент совершенства можно записать в виде М= (Ср)ид/(Ср,--f-+ Сро). Обычно профильная мощность (коэффициент Сро) составляет по крайней мере 25% общих затрат мощности, а индуктивная мощность (коэффициент Ср,) на 10—20% превышает ее значение для идеального винта. Таким образом, коэффициент совершенства можно считать мерой отношения профильной мощности к индукттной. Сравнивая коэффициенты М для разных случаев, можно сделать ошибочные выводы, так как [c.49]

Для идеального винта М = 1 в случае реального винта величина М меньше вследствие профильных потерь и неоптимальной величины индуктивной мощности. Для конкретного винта коэффициент совершенства обычно представляют в виде функции отношения коэффициента силы тяги к коэффициенту заполнения (Ст/о). Это отношение характеризует средний угол атаки лопасти. У современных хорошо спроектированных несущих винтов коэффициент совершенства достигает значений 0,75—0,80. Если максимальное значение М составляет 0,5, то винт спроектирован плохо. Коэффициент совершенства уменьшается при малых Ст/а вследствие низких нагрузок на диск и при больших Ст/а вследствие возникновения срыва (который увеличивает профильные потери). При расчетной нагрузке несущего винта типичны значения М в диапазоне 0,55—0,60. Для плотности воздуха, соответствующей уровню моря, из определения коэффициента совершенства получим Т/Р — = 7QMI /TIA (здесь нагрузка на мощность Т/Р выражена в Н/л. с , а нагрузка на диск Т/А — в Н/м , т. е. в Па). Таким образом, у вертолета с нагрузкой на диск от 250 до 500 Па нагрузка на мощность составляет от 30 до 40 Н/л. с. [c.50]

При равномерной скорости протекания индуктивную мощность описывает простая формула p. = k j-, которая согласуется с соответствующей формулой импульсной теории. (Заметим, что в случае полета по вертикали X включает в себя коэффициент Яс= y/(Q/ ) вертикальной скорости, а Ср учитывает и затраты мощности Рс = VT на набор высоты.) Для режима висения по формуле 1 = л/Ст12 получаем p. = f l-y/2, т. е. соотношение для идеального винта. У реального несущего винта, имеющего конечное число лопастей с практическими круткой и формой в плане, индуктивная мощность больше той минимальной величины, которую дает импульсная теория. Подлинную величину индуктивной мощности можно рассчитать, используя при вычислении интеграла Kd f действительное распределение индуктивной скорости. Последняя превышает идеальное значение и обычно распределена по диску весьма неравномерно. Другой Способ расчета состоит в использовании выражения для индуктивг ной скорости, которое дает импульсная теория, но с эмпирическим коэффициентом, учитывающим дополнительные затраты [c.66]

Эта формула описывает, основные закономерности изменения аэродинамических характеристик винта на висении и имеет приемлемую точность, если при расчете индуктивной мощности взять подходящую величину коэффициента k, а при расчете профильной мощности — подходящую величину среднего коэффициента сопротивления График зависимости коэффициента мощности от коэффициента силы тяги (или зависимости Ср/а от Ст/а) называют полярой несущего винта. Поляра идеального винта (профильная мощность равна нулю, индуктивная мощность минимальна, и, следовательно, коэффициент соверщенст-ва М равен 1) задается уравнением p = rVV2- Реальная поляра расположена выще идеальной из-за наличия профильных потерь и поднимается с увеличением Ст быстрее вследствие того, что индуктивные затраты больще. Примеры поляр несущего винта на висении приведены в разд. 2.6.9. Указанной выще формуле коэффициента мощности соответствует следующее выражение коэффициента соверщенства [c.68]

Из приведенных выше формул видно, что для лопастей с постоянной хордой равномерное распределение скоростей протекания получается при 0г = onst, т. е. при идеальной крутке 6 = =Вк/г. Вследствие равномерности скоростей протекания несущий винт с идеальной круткой лопастей имеет также равномерно распределенную нагрузку и миним1ально возможную индуктивную мощность. [c.69]

При заданных силе тяги, радиусе и концевой скорости несущего винта индуктивная и профильная мощности могут быть минимизированы соответствующим выбором крутки и сужения. На внешней части лопасти, где нагрузки самые большие, оптимальные распределения длин хорд и углов установки можно хорошо аппроксимировать линейными функциями. В самом деле, с лопастями, линейно закрученными на углы от —8 до 12°, получается почти весь тот выигрыш (по сравнению с незакру-ченными лопастями), который дают лопасти с идеальной круткой. Лопасти с линейной круткой просты в производстве, так что значительное улучшение аэродинамических характеристик достигается за счет лишь небольшого увеличения стоимости производства. Сужение также улучшает аэродинамические характеристики, но вследствие высокой стоимости производства оправдывается только для очень больших несущих винтов. В приведеной ниже таблице, составленной по данным Гессоу [c.79]

В предыдущих разделах получено несколько выражений для аэродинамических характеристик на режиме висения как в случае реального, так и идеального несущих винтов. Здесь мы приведем численные примеры и сопоставим расчетные аэродинамические характеристики в различных случаях. Будут рассмотрены три вида несущих винтов с предельными характеристиками 1) винт, у которого коэффициент совершенства равен единице, т. е. профильная мощность равна нулю, а индуктивная мощность минимальна, так что p = r7V2 2) оптимальный винт, у которого крутка лопастей обеспечивает равномерную скорость протекания, а их сужение — постоянство углов атаки сечений, вследствие чего минимальны и профильная, и индуктивная мощности 3) идеальный винт, лопасти которого имеют постоянную хорду и крутку, обеспечивающую равномерную скорость протекания и минимум индуктивной мощности. При расчете аэродинамических характеристик реального несущего винта используется формула, называемая далее простой [c.80]

I — BHHT iW=i 2 — оптимальный винт 3 — идеальный винт 4 — реальный винт (простая формула, fe=l.l). [c.81]

При вертикальном снижении на авторотации суммарная мощность винта равна нулю Р— Т Vv)- -Ро = 0. Индуктивная мощность Ги и профильная мощность Pq компенсируется умень-щением в единицу времени потенциальной энергии TV. Пренебрегая профильной мощностью, получим уравнение идеальной авзоротации P = T V - -v) =0. Если же профильную мощность учитывать, то авторотация происходит при V 4-v = —Ро/Т. Следовательно, скорость снижения можно найти как абсциссу точки пересечения кривой скоростей протекания [т. е. графика зависимости V- -v)/Vb от V/Db] с прямой V v)/Va = —Pq/Рш-с использованием коэффициентов это уравнение записывается в виде [c.116]

Видим, что При V > 1 И Ркоистр ф Рид эта средняя величина отличается от нуля. Если же конструктивный угол конусности задать равным Рид, то угол Ро = Рид не будет зависеть от собственной частоты махового движения. Подходящим выбором конструктивного угла конусности можно уменьшить нагрузки лопасти, но сама идеальная величина конструктивного угла конусности зависит от нагрузки винта. Таким образом, выбранный конструктивный угол конусности оптимален только для одного режима полета. [c.219]

Таким образом, летчик после отказа двигателя должен выполнять снижение, поддерживая нужные значения горизонтальной и вертикальной скоростей. Вблизи земли летчик должен осуществить подрыв и уменьшить вертикальную и горизонтальную скорости для мягкого приземления.- В идеальном случае в момент касания земли скорость вертолета равна нулю. Подрыв заключается в том, что летчик резко увеличивает общий шаг с целью увеличения тяги (и уменьшения скорости снижения вертолета), а затем отклоняет на себя рычаг продольного управления для уменьшения поступательной скорости вертолета (при этом возникает значительный угол тангажа на кабр.-рование). Во время подрыва несущий винт потребляет накопленную кинетическую энергию вращения. Этот источник энергии ограничен, так что летчик должен тщательно контролировать протекание подрыва во времени. Поскольку при увеличении общего шага частота вращения несущего винта падает, срыв на лопастях ограничивает возможности подрыва. Полная кинетическая энергия (КЭ) несущего винта равна (l/2)N/jiQ (здесь N/л — момент инерции винта относительно оси вращения), а ее используемая часть (до момента наступления срыва и падения тяги) равна лишь 1 —0,Цй, где Й и Qk — угловые [c.308]

Таким образом, для шарнирного несущего винта, не имеющего, пружины в ГШ, относа ГШ и компенсатора взмаха (vpзфф = 1 и /Сз = 0), аэродинамический и кориолисов моменты в плоскости взмаха, вызванные скоростью качания, почти уравновешиваются, и уравнения оказываются несвязанными. В этом случае маховое движение и качание устойчивы. Качание, вызванное кориолисовыми силами вследствие взмаха, влияет на вибрации и нагрузки на лопасть, но не на устойчивость. Заметим, что при наличии пружины в ГШ (относ ГШ и компенсатор взмаха отсутствуют) 1 +/С з ( бзфф > ) Если при этом конструктивный угол конусности равен идеальному Рид = Y то [c.601]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...