Влияние зоны обратного обтекани

Теперь начнем исследование аэродинамических и динамических характеристик несущего винта при полете вперед. Сначала будет рассмотрен простейший случай несущего винта со всеми шарнирами без относа ГШ и без пружин в них, а также без связи угла установки с углом взмаха лопасти абсолютно жесткие и совершают только маховое движение система управления недеформируемая, а влияние зоны обратного обтекания, эффекты неоперенной части лопасти и концевые потери пренебрежимо малы. Прежде всего будут выведены аэродинамические соотношения для лопасти при полете вперед и получены формулы для сил, создаваемых несущим винтом. Затем будет исследовано маховое движение лопасти. Остальные разделы этой главы будут посвящены некоторым факторам, влияние которых простейшая схема винта не учитывает. [c.171]

В этом разделе будут выведены формулы для сил, действующих на лопасть при полете вперед. Рассмотрим несущий винт со всеми шарнирами, но без относа ГШ. Лопасти абсолютно жесткие, они машут и изменяют свои общий и циклический шаги под действием управления, т. е. изгибные и крутильные деформации лопастей пренебрежимо малы. Такая схема достаточна для определения аэродинамических характеристик и характеристик управления шарнирного несущего винта. Чтобы найти аэродинамические силы в сечении, используем теорию элемента лопасти. Влиянием зоны обратного обтекания пока пренебрежем. Плоскость отсчета выбираем произвольно. [c.171]

Профильная часть поперечной силы равна нулю вследствие симметрии обтекания, обусловленной предположением о постоянстве коэффициента сопротивления сечений. Приведенные выше формулы получены без учета влияния зоны обратного обтекания и радиальной составляющей скорости потока, обтекающего лопасть. В разд. 5.12 будут получены выражения для профильных составляющих продольной силы, аэродинамического момента и мощности, в которых учитывается наличие зоны обратного обтекания, радиального течения и радиального сопротивления. Заметим, что радиальное сопротивление сказывается только на величине так как на аэродинамический момент оно не влияет, а j, = О вследствие симметрии обтекания. [c.179]

Полезно исследовать влияние зоны обратного обтекания, радиального сопротивления и скольжения по отдельности. Исключив радиальное сопротивление Fr, получим следующие формулы для аэродинамических коэффициентов винта [c.212]

Зона обратного обтекания представляет собой круг диаметра 1, расположенный на диске несущего винта на стороне отступающей лопасти. При малых влияние зоны обратного обтекания несущественно, так как она занимает небольшую часть [c.245]

Наконец, для коэффициента силы тяги с учетом влияния зоны обратного обтекания получаем следующее выражение [c.250]

Влияние зоны обратного обтекания приводит к появлению членов высшего порядка по но слагаемое i Я,ппy имеет, как оказалось, суш ественное значение даже при весьма малых [х. [c.250]

Более подробное обсуждение влияния зоны обратного обтекания, особенно на маховое движение, можно найти в работах [Р.45, S.129, S.130]. [c.250]

Здесь учтено влияние зоны обратного обтекания, радиального течения и радиальной силы сопротивления. Если использовать средний коэффициент сопротивления сечений, то приходим к приближенной формуле [c.271]

Влияние скорости полета вперед. При полете вперед коэффициенты в уравнениях махового и установочного движений лопасти становятся периодическими. Собственные значения линейных дифференциальных уравнений с периодическими коэффициентами могут быть определены методами, рассмотренными в разд. 8.6.2. При больших значениях характеристики режима (р, > 0,5) учет влияния периодичности коэффициентов важен для правильной оценки устойчивости, при высоких скоростях полета необходимо учитывать и влияние зоны обратного обтекания. При малых и средних р, аппроксимация с постоянными коэффициентами может оказаться достаточно точ- [c.593]

Влияние зоны обратного обтекания [c.1022]

Таким образом, две трети прироста коэффициента профильной мощности с увеличением скорости обусловлены составляющей Ся - Если учесть влияние радиального сопротивления и зоны обратного обтекания, то Ср, будет возрастать со скоростью быстрее. В разд. 5.12 показано, что приемлемой аппроксимацией служит формула [c.185]

Для расчета нагрузок лопасти была использована теория несущей линии. Рассматривались маховое движение только абсолютно жесткой лопасти и управление только общим и циклическим шагами. Качание и установочное движение лопасти (помимо определяемого управлением), а также ее изгиб в плоскости взмаха в расчет не принимались. Был рассмотрен шарнирный винт без относа ГШ, пружин в шарнирах и без связи между углами взмаха и установки. Зона обратного обтекания не учитывалась, все углы (кроме азимута) считались малыми. При определении аэродинамических характеристик сечений градиент подъемной силы по углу атаки был принят постоянным, а коэффициент сопротивления — равным его среднему значению. Влияние срыва, сжимаемости воздуха и радиального течения не учитывалось. Распределение индуктивных скоростей по диску было принято равномерным. Рассматривались только лопасти с постоянной хордой и линейной круткой. Неоперенная часть лопасти, концевые потери, высшие гармоники махового движения и вес лопасти не учитывались. [c.201]

В более общих задачах об обтекании тел сквозь поверхность тела может происходить отсасывание или, наоборот, выдавливание жидкости. При некоторых условиях и в этих случаях толщина пристеночного слоя, где существенно влияние вязкости, имеет порядок так что для описания течения в этом слое можно пользоваться уравнениями Прандтля. Использованию уравнений Прандтля для решения задач о ламинарных течениях жидкости в пограничном слое на твердом теле посвящена обширная литература (см., например, монографии [1-3]). Имеются и строгие доказательства существования и единственности решения уравнений Прандтля для таких течений [4]. Эти доказательства теряют, однако, силу в тех случаях, когда внутри пограничного слоя имеется зона обратных токов. Уравнения пограничного слоя широко используются также для решения задач о ламинарном смешении потоков, имеющих разные скорости, и о течениях в ламинарных струях. В этих задачах решения получены только для течений, в которых продольная составляющая скорости не меняет знак. [c.91]

Для объяснения полученных результатов о влиянии М рассмотрим особенности обтекания датчиков. Нри обтекании сверхзвуковым потоком цилиндра и клина с большим углом раствора 80° образуется отошедшая ударная волна с областью дозвукового течения за ней. Теплообмен в пограничном слое при М < 1 слабо зависит от М. Однако теплообмен от проволоки определяется не только свойствами пограничного слоя на его поверхности, но и размерами отрывной зоны за ней. Между тем известно, что местные сверхзвуковые зоны появляются на цилиндре при М = 0.4 и вплоть до М = 1 распределение давления по поверхности цилиндра зависит от М [11]. Нри этом изменяются зоны обратных токов и суммарный теплообмен от проволоки. На клине зон отрыва нет, что и объясняет различие зависимостей тарировок пленочного и проволочного датчиков от М. [c.422]

Выразить Ро через А,ппу проще, но через Хпкл более удобно, так как ориентация ПКЛ имеет непосредственный физический смысл (по существу она показывает направление вектора силы тяги, определяемое условием равновесия сил, действующих на вертолет в продольной плоскости). Заметим, что при переходе к ПКЛ исчезает также особенность при [i = 2, которая присуща вьь ражению величины Pi + 0u через А,ппу. (Значение (х=д/2 в любом случае находится за пределами применимости этих формул, а учет влияния зоны обратного обтекания устраняет особенность и в выражении Pi + 0is через Хппу-) Угол конусности определяется выражением Ро Ъ/А)уСт/оа, т. е. он приближенно пропорционален нагрузке лопасти. Углы и р пропорциональны характеристике режима работы винта ц и Ст/о. Типичные значения Ро и Pi составляют несколько градусов, а угол Pis немного меньше первых двух. [c.190]

Эти выражения нужно еще осреднить по азимуту. Здесь Fx и Fr — нормальная и радиальная составляющие профильного сопротивления сечения. Особый интерес представляет коэффициент профильной мощности Ср,. Заметим, что слагаемые UtFx и urFt выражают затраты мощности в сечении, обусловленные нормальной и радиальной силами сопротивления. Для упрощенной схемы винта соответствующие коэффициенты уже были найдены. Теперь мы рассмотрим влияние зоны обратного обтекания, радиального течения и радиальной силы сопротивления. Во всех рассмотренных здесь случаях V = 0 вследствие постоянства коэффициента сопротивления сечений. [c.209]

Xi = r/ 2 Vm-Ч ), объединив тем самым формулы индуктивной скорости для режимов висения и полета с большой скоростью (см. разд. 4.1.1). Он рассмотрел также линейное распределение индуктивных скоростей вида с = Со (1 + os 1 ) и предложил приближенную формулу Ki Ст/(2ц) для режимов полета с большой скоростью. Глауэрт получил и выражение для профильной мощности с учетом влияния зоны обратного обтекания и радиального течения [c.254]

На основе работ Уитли и Бейли можно сделать вывод о том, что концевые потери приводят к значительному уменьшению Ро и Ст (т. е., величин, непосредственно зависящих от подъемной силы лопастей) и мало влияют на Pi и Ри/ о- Кроме того, при < 0,5 влияние зоны обратного обтекания очень мало, и его следует учитывать только добавлением в выражение Ст члена который существен даже при малых скоростях полета. Таким образом, если учитывать основную часть влияния концевых потерь и зоны обратного обтекания, то формулы, полученные в разд. 5.3 и 5.5, примут вид [c.258]

V и Кр) наступает неустойчивость махового движения, вызванная периодическими силами на лопасти. В области неустойчивости частота равна й. Для таких больших значений и при определении аэродинамических коэффициентов необходимо учитывать влияние зоны обратного обтекания. Найдено также, чта при учете других степеней свободы (упругие изгиб и кручение,, качание) значение ц, соответствующее границе устойчивости,, существенно снижается. Учет только основного тона маховога движения лопасти при высоких и недостаточен. [c.559]

Гессоу и Крим [G.62] вывели уравнения махового движения на переходном режиме и предложили метод численного решения этих уравнений. Авторы рассматривали шарнирный винт с относом ГШ, а также винт с качающейся втулкой. Аэродинамические характеристики сечений были заданы в общем виде l = i a, М) и d = d(a, М), а углы взмаха, притекания и установки не считались малыми. Уравнение махового движения выведено из условия равновесия моментов аэродинамических, инерционных, центробежных сил и веса. Численное решение было получено методом Рунге—Кутта с использованием ЦВМ. Работа [G.62] проводилась с целью исследования динамической устойчивости махового движения (при возмущении движения на переходном режиме) и аэродинамических характеристик несущего винта (при возмущении установившегося периодического решения). Численное решение позволяет исследовать аэродинамические характеристики сечений в общем виде с учетом влияния срыва, сжимаемости и зоны обратного обтекания (если имеются соответствующие характеристики сечений). [c.260]

Петерс и Ормистон [Р.55] распространили методы расчета установившегося махового движения на бесшарнирные винты и исследовали влияние различных элементов расчетной схемы на получаемое решение. В результате исследования они сделали следующие выводы относительно выбора расчетной схемы при анализе махового движения и нагрузок лопастей. Для надежного расчета п-й гармоники махового движения анализ должен охватывать все гармоники до т-й, где т = п при О ц 0,4 и m = п + 1 при 0,4 [X < 1,0. Зону обратного обтекания следует учитывать только при ц > 0,6, неоперенную часть лопасти — только при 1,0, а концевые потери всегда важны. Сжимаемость воздуха имеет существенное значение, но при Mi, до <0,9 достаточна простая поправка, получаемая для Гэфф = 0,75. При Ml, 90 >0,9 необходимо учитывать изменение числа Маха по радиусу и азимуту. Схема эквивалентной пружины и относа не вполне удовлетворительна при расчете формы изгиба бесшар-нирного винта гораздо предпочтительнее использовать реальные формы упругой консольно закрепленной лопасти. Для надежного расчета нагрузок и движения лопастей нужно учитывать лишь одну форму при О < [X < 0,6, две формы при 0,6 < < р, < 1,2 и три формы при 1,2 < [X < 1,6. Эти выводы применимы также к шарнирным винтам, так как шарнирно подвешенную лопасть можно рассматривать как предельный случай консольно закрепленной гибкой лопасти. [c.263]

Бейли [В.4] разработал метод расчета характеристик, в котором сила тяги винта, аэродинамический крутящий момент и профильная мощность представлены в виде функций 0о и ЯппУ Коэффициенты в выражениях этих функций зависят от крутки лопастей, массовой характеристики лопасти, коэффициента концевых потерь, коэффициентов So, Si и S2, определяющих профильное сопротивление сечения, и от характеристики режима работы винта. Бейли рассматривал шарнирный винт без относа шарниров, имеющий линейно-закрученные лопасти постоянной хорды. В расчетной схеме была учтена зона обратного обтекания (с точностью до а аэродинамические коэффициенты сечений представлены в виде l — аа и = бо + Sia + S2a . Распределение индуктивных скоростей предполагалось равномерным, влияние срыва, сжимаемости воздуха и радиального течения не учитывалось. Метод был разработан для автожиров, что отразилось в предложенной последовательности расчета и в форме представления результатов. Исходными данными служили параметры несущего винта, скорость полета, а также либо вредное сопро- [c.288]

В работе [К-42] приведены графики аэродинамических характеристик вертолета при полете вперед, основанные на численном определении нагрузок винта и махового движения. При выполнении расчетов не использовано предположение о малости углов, учтено влияние срыва, сжимаемости воздуха и зоны обратного обтекания, а в качестве характеристик сечений лопасти взяты экспериментальные аэродинамические коэффициенты профиля (NA A 0012) в стационарном потоке. Распределение индуктивных скоростей предполагалось равномерным, эффекты радиального течения и динамического срыва не учитывались. Расчеты были выполнены для винта с прямоугольными в плане линейно-закрученными лопастями при следующих значениях параметров коэффициент заполнения а — 0,062 (рассмотрено введение поправки на заполнение), массовая характеристика лопасти V = 7,6, неоперенная часть до го = 0,2, коэффициент концевых потерь В = 0,97, относ горизонтальных шарниров [c.293]

Обычно рассматривают два механизма, приводящих к возникновению отрицательного сопротивления [77]. Один из них связыва-ют с характером течения в обратном токе, а другой — с обтеканием передних кромок лопастей шнека. Влияние колебаний давления на значение сопротивления зоны обратных токов возникает благо даря тому, что интенсивность обратных токов в сильной мере за висит от объема заключенных в них газовых включений [24, 100] Поскольку колебания давления вызывают изменение объема га зовых включений, то это приводит к колебаниям сопротивления которое в рассматриваемом случае может имитировать эффект от рицательного сопротивления. [c.72]

Таким образом, > a (tgxs = 0,843 а = 0,663). Следовательно, и задняя кромка дозвуковая. В соответствии с этим вихревая пелена, образующаяся за крылом, оказывает влияние на обтекание части поверхности, ограниченной линией Маха и задней кромкой. Рассмотрим точку A x , z ) на крыле. Зона влияния источников на эту точку заключена в пределах обратного характеристического конуса (рис. 9.22,(з). Поэтому необходимо знать скосы потока в этой зоне и соответствующие граничные условия. На участке 1 между передней кромкой и линией Маха выполняется условие (9.509). В области И на крыле граничное условие имеет вид (9.497). [c.366]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...