Коэффициент индуктивной мощности

С р. — коэффициент индуктивной мощности [c.7]

Концевые потери уменьшают силу тяги несущего винта при заданной величине общего шага на 6—9%. Концевые потери влияют и на потребляемую мощность, так как при этом увеличивается индуктивная скорость. Эффективная площадь диска несущего винта сокращается в отношении В 1, а индуктивная скорость, которая пропорциональна корню квадратному из нагрузки на диск, возрастает в отношении 1 Б по сравнению с результатом импульсной теории. Следовательно, коэффициент индуктивной мощности равен [c.72]

Здесь Ср. — коэффициент индуктивной мощности, которая требуется для создания силы тяги Ср — коэффициент профильной мощности, требуемой для вращения винта в вязком воздухе Ср р — коэффициент мощности, требуемой для преодоления сопротивления вертолета (вредного сопротивления) — коэффициент мощности, расходуемой на увеличение потенциальной энергии вертолета. Это уравнение баланса энергии определяет мощность, необходимую для компенсации всех затрат энергии, и используется для расчета характеристик вертолета при полете вперед. Заметим, что уравнение баланса энергии не зависит от выбора плоскости отсчета. [c.184]

Наконец, добавочный коэффициент индуктивной мощности, обусловленный неравномерностью протекания через диск, определяется выражением [c.206]

Отсюда можно найти мощность как функцию полетного веса или скорости полета. При малых скоростях полета коэффициент индуктивной мощности (первое слагаемое) нужно вычислять по формуле Ср. = k j2 - /ц2 -f- которая справедлива и на режиме висения. При больших скоростях полета допустимость пренебрежения влиянием срыва и сжимаемости становится сомнительной. Кроме того, при больших скоростях полета может стать неприемлемым предположение о малости углов, которое было сделано при выводе приближенных формул для мощностей, затрачиваемых на вредное сопротивление и набор высоты (последние два слагаемых). Но тогда приближенные формулы легко заменить точными. [c.272]

Для последующих ссылок отметим, что используемые в элементно-импульсной теории коэффициенты силы тяги и индуктивной мощности можно представить через индуктивную скорость в виде d j-= 4AV с г и d p = 4K rdr. [c.70]

На режиме висения наличие неоперенной части уменьшает эффективную площадь диска несущего винта и, следовательно, увеличивает индуктивную скорость и нагрузку на диск. Если учитывать и неоперенную часть, и концевые потери, то поправочный коэффициент в формуле индуктивной мощности можно выразить через эффективную площадь диска [c.74]

В гл. 2 описан метод расчета индуктивной мощности Р,- на режимах висения и вертикального набора высоты по импульсной теории. Он позволяет достаточно надежно рассчитать мощность, если ввести эмпирические коэффициенты, учитывающие дополнительные Индуктивные затраты, особенно концевые потери и потери на неравномерность потока. В этой главе полученные результаты распространены и на вертикальное снижение. Показано, что импульсная теория неприменима в определенном диапазоне скоростей снижения, так как принятая в ней схема следа становится некорректной. Дело в том, что след несущего винта в этом диапазоне скоростей приобретает столь сложную структуру, что адекватной простой схемы для него нет. На авторотации (режиме безмоторного снижения) несущий винт создает подъемную силу, не поглощая мощности. Энергия, расходуемая в единицу времени на отбрасывание воздуха для создания подъемной силы (индуктивная мощность Р,) и на вращение винта (профильная мощность Ро), поступает в результате уменьшения потенциальной энергии вертолета при его снижении. Диапазон скоростей снижения, при которых- импульсная теория неприменима, охватывает и авторотацию. [c.102]

Характеристики на режиме висения. Измерение аэродинамических характеристик несущего винта на висении показывает, что индуктивная мощность постоянно превышает величину, вычисляемую по импульсной теории, на 10—20%. Импульсная теория дает наименьшие возможные индуктивные затраты. Неравномерность скоростей протекания, концевые потери, закрутка следа и другие факторы вызывают дополнительные индуктивные затраты мощности. Поэтому при расчете аэродинамических характеристик винта на режиме висения (как и в разд. 2.4.2.3) индуктивную мощность можно вычислять по импульсной теории, вводя эмпирическую поправку в виде коэффициента k [c.113]

Тот факт, что число лопастей конечно, при полете вперед, как и на висении, приводит к ухудшению аэродинамических характеристик винта, которое схема активного диска не учитывает. Нагрузка может быть любым способом распределена по диску вплоть до его кромки, тогда как на реальной лопасти подъемная сила сечения в концевой части постепенно падает до нуля. В результате уменьшается сила тяги или возрастает индуктивная мощность. Уменьшение нагрузки концевой части можно учесть с помощью коэффициента концевых потерь В, предположив, что при г > BR сечения лопасти не создают подъемной силы, но имеют сопротивление. В разд. 2.6.1 приведено несколько формул для расчета В. Обычно полагают В 0,97. [c.139]

Максимального значения (х=1) этот коэффициент достигает при одинаковой силе тяги винтов. (Хотя неравенство сил тяги уменьшает потери на интерференцию, минимальная суммарная мощность будет получена при одинаковых силах тяги.) Таким образом, на режиме полета вперед двухвинтовая несущая система продольной схемы менее эффективна, чем два отдельных винта при нулевом расстоянии по вертикали между винтами ее индуктивная мощность приблизительно в два раза больше. [c.149]

Рассмотрим теперь несущую систему поперечной схемы. При расстоянии между валами винтов I размах несущей системы в l- -l/ 2R) раз больше, чем в случае соосной схемы. В последнем случае общая индуктивная мощность вдвое превышает индуктивную мощность отдельных винтов. Значит, для поперечной схемы коэффициент интерференции равен [c.151]

Отсюда при I — 2R получаем, как и раньше, х = —1/2. При выводе последней формулы никак не учитывалось отклонение распределения нагрузки по размаху от эллиптического. Поэтому при очень больших значениях I коэффициент х приближается к —1, а не к 0. Величина % — — /2, соответствующая случаю, когда диски винтов касаются один другого, также дает завышенную оценку благоприятной интерференции. Последнюю формулу для % следует использовать только при 1/R < 1,75 при дальнейшем увеличении 1/R интерференция постепенно исчезает. По экспериментальным данным —0,3 х —0,2 в случае касающихся дисков винтов, а наиболее благоприятная интерференция (—0,45 X —0>25) имеет место при //(2/ ) 1,75. Таким образом, в самом благоприятном случае индуктивная мощность составляет 55% мощности отдельных винтов. [c.151]

Удобно разделить продольную и поперечную силы, а также аэродинамический момент на две части профильную, связанную с коэффициентом сопротивления Са, и индуктивную, связанную с коэффициентом подъемной силы i. Первое слагаемое будем обозначать индексом О, второе — индексом г. Такое разделение, подсказанное разделением профильной и индуктивной мощностей, не вполне корректно, так как в индуктивные слагаемые будет входить коэффициент протекания X, величину которого частично определяет наклон диска, необходимый для преодоления профильной части продольной силы (имеющей коэффициент Си ) Поэтому вводимое здесь разделение является, строго говоря, формальным оно основано на том, какой коэффициент имеет соответствующая элементарная сила (момент) Са или i. В разд. 5.4 из этих выражений будут получены формулы для профильной и индуктивной мощностей, согласующиеся с определениями, которые были даны в предшествующих главах. Таким образом, Ся = Ся + СЯ( , Сг = Су.и q = q + qu (сила тяги не имеет профильной части), где [c.177]

V = kve = k /Т1 2рА), где k — эмпирический коэффициент, учитывающий дополнительные потери мощности (в основном концевые потери и потери, обусловленные неравномерностью протекания) в типичных случаях й= 1,1 Ч- 1,2 (см. разд. 3.1.3.1). Для вертикального полета несколько лучшую оценку индуктивной мощности можно получить по элементно-импульсной теории (см. разд. 2.5). [c.268]

Установки на частоту 50 Гц небольшой мощности проектируются обычно на стандартное напряжение 127, 220, 380 и 660 В и подключаются непосредственно к промышленной сети. Если коэффициент мощности ниже 0,8, то следует предварительно скомпенсировать реактивную мощность с помощью конденсаторов до значения соз <р = 0,92 -т- 0,95 при индуктивном характере цепи. Регулирование режима может осуществляться изменением числа витков индуктора, автотрансформатором, вольтодобавочным трансформатором или тиристорным широтно-импульсным регулятором (ШИР). Если напряжение индуктора по условиям техники безопасности или изготовления меньше стандартного, используются понижающие трансформаторы — печные, сварочные и т. и. [c.167]

В предыдущем разделе найдено распределение окружных скоростей, обусловленное индуктивной составляющей крутящего момента. Но на вращение несущего винта затрачивается также профильная мощность, которая необходима для преодоления сопротивления лопастей, вызванного вязкостью воздуха. Следовательно, крутящий момент должен иметь профильную составляющую, которая сообщает следу добавочную кинетическую энергию. Профильную мощность можно выразить через отношение коэффициента сопротивления к коэффициенту подъемной силы сечения Са/сц [c.58]

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]

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]

В разд. 2.4.2.3 было получено выражение для коэффициента индуктивной мощности на режиме висения в виде pi = k fl /2 где k — эмпирический коэффициент, учитывающий дополнительные затраты мощности на реальном винте. Затраты мощности, обусловленные неравномерностью скорости протекания и концевыми потерями, можно оценить по формулам импульсной теории [c.73]

Коэффициент индуктивной мощности Ср выражается интегралом Xi d x, где йСт = аа FJ(a )] dr (требуется еще осреднение по азимуту). При равномерном распределении скорости протекания это соотношение принимает простой вид Ср. = Xt j-. При полете вперед на режимах > 0,1 хорошим приближением будет выражение Х кСт/ (2fx), откуда Ср k .j 2 i). Эмпирический коэффициент k учитывает концевые потери, потери вследствие неравномерности протекания и др. [c.184]

Импульсная теория дает для оптимальной индуктивной мощности выражение P , = Tv = Т Т/ 2рА)Лакнм образом, коэффициент совершенства вычисляется по формуле [c.49]

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]

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]

Таким образом, чтобы найти индуктивную скорость, нужно вычислить коэффициент профильной мощности. Можно использовать простую формулу p = a jJ8, но желателен более обстоятельный расчет коэффициента Ср., так как любые погрешности [c.112]

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]

При полете вперед индуктивная мошность всегда меньше, чем в вертикальном полете (вследствие добавления параллельной диску скорости F osa). На рис. 4.4 приведены кривые, полученные по импульсной теории, и соответствуюшие кривые, при построении которых были сделаны две эмпирические поправки. Из рисунка видно, что, во-первых, реальная индуктивная мощность на 5—20% больше той, которую дает импульсная теория. Поэтому в формулу индуктивной мошности следует ввести поправочный коэффициент k, так что Pt — kTv. Во-вторых, для [c.136]

При одинаковых силах тяги винтов = т. Когда превышение мало, величина х несколько меньше 1, а при hnp = 2R коэффициент интерференции обращается в нуль. Степневский установил, что результаты расчетов по его теории хорошо согласуются с экспериментальными данными о потерях на интерференцию для вертолетов продольной схемы. Хотя эта теория дает лишь грубую оценку влияния интерференции, она позволяет удбвлет-ворительно рассчитать аэродинамические характеристики несу щей системы при полете вперед, когда индуктивная мощность мала. [c.151]

Основными параметрами несущего винта, подлежащими выбору на стадии предварительного проектирования, являются нагрузка на ометаемую поверхность, концевая скорость и коэффициент заполнения. Для заданной полетной массы нагрузка на ометаемую поверхность определяет радиус несущего винта. Нагрузка является также основным фактором, от которого зависит потребная мощность, в частности индуктивная мощность на режиме висения. Нагрузка влияет на скорость скоса потока и скорость снижения на режиме авторотации. Концевая скорость выбирается с учетом явлений срыва и сжимаемости. Высокая концевая скорость приводит к увеличению числа Маха на наступающей лопасти, а следовательно, к увеличению профильных потерь мощности, нагрузки на лопасть, вибраций и шума. Низкая концевая скорость ведет к увеличению угла атаки на отстающей лопасти, при котором начинается недопустимый рост профильных потерь мощности, нагрузок в проводке управления к вибраций вследствие срыва. Таким образом, существует ограниченный диапазон приемлемых концевых скоростей, который сужается по мере увеличения скорости полета вертолета (см. разд. 7.4). Если радиус винта задан, то концевая скорость определяет угловую скорость вращения винта. Высокая угловая скорость обеспечивает хорошие характеристики авторотацни и низкий крутящий момент (и, следовательно, малую массу трансмиссии). Коэффициент заполнения и соответственно площадь лопасти определяются ограничениями нагрузки на ометаемую поверхность из-за срыва. Пределы, ограничивающие эксплуатационное значение коэффициента подъемной силы, а следовательно, и Ст/а, требуют некоторого минимального значения (QR) A для заданной полетной массы. Масса несущего винта и профильные потери возрастают с увеличением хорды лопасти, поэтому выбирается наименьшая площадь лопасти, удовлетворяющая ограничениям по срыву. Такие параметры, как крутка лопасти, ее форма в плане, число и профиль лопастей, выбираются из соображений оптимизации аэродинамических характеристик винта. Окончательный выбор является компромиссным для различных рассматриваемых эксплуатационных режимов вертолета. В процессе предварительного проектирования исполь- [c.302]

Для демонстрации широких возможиостей ППП Динамика ЭЭС представляются примеры моделирования ЭЭС, структурно-функциональная схема которой дана на рис. 7.11. На рис. 7.13, а приведены кривые переходных процессов по напряжению СГ для случая PH с широтно-импульсной модуляцией и импульсной активно-индуктивной нагрузкой. Параметры нагрузки характеризуются коэффициентом мощности 0,9 диапазоном относительного изменения 0,4—1,0 длительностью импульса 20 м-с длительностью паузы 5 м/с. Последовательность моделируемых режимов такова включение возбуждения СГ, наброс статической нагрузки мощностью 0,4 от номинальной мощности, включение импульсной нагрузки. [c.230]

Печь, работающая на частоте 50 Гц, представляет собой однофазную нагрузку, которая при значительной мощности может вызвать недопустимую несимметрию токов и напряжений в питающей трехфазной сети. Это обстоятельство обусловливает необходимость применения специальных симметрирующих устройств, схемы- которых приведены на рис. 14-22. Наиболее распространенная схема Штейнметца (рис. 14-22, а) обеспечивает полное симметрирование при чисто акт ивной постоянной однофазной нагрузке, т. е. при неизменных параметрах печи ( п) и компенсации ее индуктивности емкостью С до коэффициента мощности, равного единице. Принцип действия схемы иллюстрирует векторная диаграмма на рис. 14-23. Если емкость Сс и индуктивность симметрирующего устройства подобраны так, чтобы токи в них /лв и вс отвечали условию [c.251]

Даже это простое выражение позволяет сделать некоторые выводы о компоновке лопасти. Напомним, что сравнение несущих винтов по их коэффициентам соверщенства следует проводить при одинаковой нагрузке на диск. Тогда при заданной величине Ст для достижения больщих значений М требуется малая величина а с . Однако если коэффициент заполнения винта слищком мал, то для создания необходимой силы тяги потребуются большие углы атаки, при которых профильное сопротивление велико. Таким образом, коэффициент заполнения (хорда лопасти) несущего винта должен быть настолько мал, насколько это совместимо с достаточным запасом по срыву. Распределение нагрузки лопасти (т. е. крутка лопасти и ее форма в плане) влияет и на индуктивную, и на профильную мощность, но для исследования этого влияния нужен более обстоятельный расчет. [c.68]

Эта формула определяет требуемую мощность как функцию полетной массы или скорости. Расчет характеристик можно уточнить, если учесть неравномерность распределения индуктивных скоростей, ввести в расчет действительные значения коэффициентов сопротивления сечений (для чего нужно знать распределение углов атаки по диску винта) и более детально определить сопротивление вертолета. В ранних работах по теории вертолета применение метода баланса сил для расчета летных характеристик было, по существу, основано на соотношении p = I t — ih h.+ q и выражениях для Ст и Ся., приведенных в разд. 5.3. В расчетах q, часто учитывалось распределение углов атаки сечений по диску. При определении летных характеристик вертолета численными методами применяют, как правило, метод баланса сил, находя мощность по величине коэффициента аэродинамического момента, т. е. по формуле Ср — [c.185]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...