Теория тонкого профиля

Таким образом, в теории тонкого профиля коэффициент давления пропорционален углу наклона линии тока. [c.48]

Поскольку условия обтекания лопасти несущего винта при полете вперед и при неустановившихся движениях меняются во времени, в теории несущей линии приходится использовать нестационарные аэродинамические характеристики профиля. Сначала рассмотрим задачу обтекания профиля равномерным невозмущенным потоком. Будем следовать обычным допущениям линейной теории тонкого профиля в несжимаемой среде, когда профиль и его след заменяются слоем точечных вихрей, расположенным вдоль прямой, параллельной скорости невозмущенного потока. Нагрузки, обусловленные толщиной и формой профиля в линейной теории, могут быть определены независимо [c.432]

Рис. IO.I. Модель профиля и следа в нестационарной теории тонкого профиля.

Рис. 10.7. Дискретная вихревая модель следа в теории тонкого профиля.

С учетом приведенных выше выражений для Г " и эти соотношения определяют нестационарные нагрузки лопасти. Первые два члена в L и М представляют циркуляционную и бесциркуляционную части нагрузки, рассмотренные в теории тонкого профиля Остальные два члена отражают влияние радиальной составляющей скорости. С точностью до членов первого порядка влияние радиальной составляющей скорости приводит к дополнительному слагаемому [c.485]

Согласно теории тонкого профиля, в идеальной жидкости производная коэффициента подъемной силы сечения по углу атаки равна 2я, а фокус расположен на расстоянии четверти хорды от носка. Поэтому необходимо ввести в формулы нестационарной теории профиля поправки, учитывающие реальные значения производной коэффициента подъемной силы и действительное положение фокуса. Первая поправка состоит в умножении выражений для подъемной силы и момента на отношение а/2п, где а — производная коэффициента подъемной силы реального профиля по углу атаки. Для профилей лопастей обычно принимают а = 5,7, если не учитывается влияние сжимаемости. Временно обозначив введенную ранее относительную координату продольной оси лопасти через а (а не а, как ранее), напомним, что по теории тонкого профиля при прямом обтекании фокус располагается на расстоянии — Ь за про-< [c.487]

Основываясь на этих соотношениях, заменим входящую в формулы теории тонкого профиля комбинацию — + величиной Ха, эфф, получаемой из экспериментов. После введения поправок, учитывающих реальные значения стационарной производной от подъемной силы по углу атаки и положение фокуса, получим следующие окончательные выражения нестационарной подъемной силы и момента относительно продольной оси, действующих в сечении вращающейся лопасти [c.487]

В работе [Р.68] рассмотрен метод расчета неоднородного поля индуктивных скоростей, в котором пелена моделировалась недеформируемой сеткой вихревых отрезков. На начальной стадии расчета маховое движение полагалось известным из эксперимента и вычислялись лишь аэродинамические нагрузки. Единственной неизвестной была циркуляция присоединенного вихря лопасти, которая определялась в конечном числе точек диска винта на различных азимутах и радиусах. С помощью теории тонкого профиля эта циркуляция выражалась через углы атаки, определяемые индуктивными скоростями и движением лопасти. Индуктивная скорость вычислялась по формуле Био — Савара и зависела от интенсивности элементов вихревого следа, определяемой в свою очередь циркуляцией присоединенного вихря лопасти. Таким образом, задача сводилась к решению системы линейных алгебраических уравнений для циркуляции присоединенного вихря в ряде точек диска винта. Поскольку таких точек требуется от 100 до 200, число уравнений в этой системе оказывается весьма значительным. [c.666]

Теория тонкого профиля произвольной формы [c.196]

ТЕОРИЯ ТОНКОГО ПРОФИЛЯ ПРОИЗВОЛЬНОЙ ФОРМЫ [c.197]

И. ВИХРЕВАЯ ТЕОРИЯ ТОНКИХ ПРОФИЛЕЙ [c.129]

Это выражение можно получить и другим способом, основанным на рассуждении, изложенном в разделе 11 и связанным с теорией тонких профилей. [c.329]

Согласно закону Прандтля — Глауэрта это обтекание может быть получено простым пересчетом из соответствующего решения для несжимаемой жидкости. Однако, так как в курсе гидродинамики обычно теория тонкого профиля в несжимаемой жидкости не излагается, мы даем здесь решение задачи для газа решение для несжимаемой жидкости получается из него как частный случай при Л — О. [c.357]

Теория тонкого профиля 177 [c.177]

ТЕОРИЯ ТОНКОГО ПРОФИЛЯ [c.177]

По теории тонкого профиля к настоящему времени опубликован ряд работ [18, 19]. Изложение и анализ этих работ выходит за рамки настоящей книги. Мы ограничимся в настоящем параграфе рассмотрением простейшей задачи теории тонкого профиля, основанной на замене профиля непрерывно распределенными по его [c.177]

Введя понятие погонной циркуляции у х) в данной точке. V, обратимся к рассмотрению теории тонкого профиля. [c.178]

Фиг. 7.18. К теории тонкого профиля (вихревой метод).

Теория тонкого профиля 179 [c.179]

Теория тонкого профиля [c.181]

Теория тонкого профиля 183 [c.183]

По теории тонкого профиля имеем где а — угол атаки, [c.436]

ТЕОРИЯ ТОНКОГО ПРОФИЛЯ произвольной формы [c.259]

ТЕОРИЯ ТОНКОГО ПРОФИЛЯ ПРОИЗВОЛЬНОЙ формы [c.261]

Интересные экспериментальные данные получены для изолированного профиля [8.149] и решетки профилей [8.150]. Данные для изолированного профиля хорошо согласуются с расчетами по теории [8.151] при нулевом угле атаки по отношению к поперечному порыву скоростей. При наличии углов атаки относительно продольного порыва скорости происходил отрыв потока, в случае которого теория тонкого профиля неприменима. [c.253]

Для расчета скоростей сноса разработана теория тонкого профиля и выполнено несколько примеров численных вычислений [1.7]. В результате расчетов, проведенных численными методами, для профиля с эллиптическим распределением нагрузки вдоль средней линии выяснилось, что влияние скольжения лопатки на порядок выше, чем влияние ее наклона. Возмущения от скольжения проявляются наиболее сильно в средней части профиля, тогда как более слабые возмущения от наклона заметны в областях входной и выходной кромок. [c.282]

В соответствии с данными линеаризованной теории обтекания [19] углы атаки тонких профилей, один из которых расположен в несжимаемом потоке (а с), а [c.177]

Обтекание профиля при наличии на профиле местной скорости звука в книге не рассматривается. Изложим в этом параграфе простейшую теорию (Прандтля—Глауэрта) обтекания тонкого профиля при малом угле атаки и числах Мт, меньших М р. Влияние сжимаемости можно установить путем сравнения потенциалов скоростей при обтекании профиля сжимаемой ф и несжимаемой фц жидкостями. [c.187]

ОТ нагрузок, связанных с наличием угла атаки или нестационарным движением. Здесь рассматриваются только последние. Линейная теория нестационарного движения тонкого профиля будет обобщена на случай вращающейся лопасти. Эти обобщения рассмотрены в последующих разделах данной главы. [c.432]

Последнее равенство, выражающее пропорциональность коэффициента давления в линеаризованном сверхзвуковом потоке местному значению угла между касательной к контуру тонкого профиля и направлением невозмущенного потока — этот угол принято обычно называть местным углом атаки ,— напоминает известную ударную теорию Ньютона, против применения которой в теории обтекания тел несжимаемой жидкостью боролся Эйлер. Как вскоре будет выяснено, ударная теория Ньютона найдет свое применение [c.220]

В линеаризованной теории сверхзвукового обтекания тонкого профиля коэффициент подъемной силы не зависит от формы профиля, а только от общего угла атаки и числа М > > 1 набегающего потока. [c.221]

Отмеченное многообразие правил подобия , позволяющее сравнивать обтекания при различных числах Маха набегающего потока профилей с различными законами связи между относительными толщинами и числами Маха, обусловлено линейностью и однородностью уравнений теории до- и сверхзвукового обтекания тонкого профиля. [c.227]

Займемся дальнейшим развитием, нестационарной теории профиля с тем, чтобы приспособить ее к анализу обтекания вращающейся лопасти. Хотя основы теории уже излагались в предыдущих разделах, приложение ее к лопасти несущего винта требует учета целого ряда дополнительных факторов. Применение схемы несущей линии разделяет задачу расчета нестационарных аэродинамических нагрузок при пространственном обтекании на две части внутреннюю, в которой исследуются аэродинамические характеристики профиля, и внешнюю, состоящую из расчета индуктивных скоростей, создаваемых в сечении лопасти вихревым следом винта. Что касается внутренней задачи, то при стационарном обтекании плоского профиля аэродинамические нагрузки могут быть получены из эксперимента и представлены в виде табулированных зависимостей их от угла атаки и числа Маха. При нестационарном досрывном обтекании применимы результаты теории тонкого профиля. Решение внешней задачи затруднено тем, что система вихрей винта имеет весьма сложную конфигурацию. За каждой из вращающихся лопастей тянутся взаимодействующие винтовые вихревые поверхности, деформирующиеся в поле создаваемых ими индуктивных скоростей с возникновением областей сильной завихренности в виде концевых вихревых жгутов. Аналитическое определение индуктивной скорости на лопасти без весьма существенных упрощений модели вихревого следа (например, представления винта активным диском) оказывается невозможным. На практике неоднородное поле индуктивных скоростей определяют численными методами, подробно обсуждаемыми в гл. 13. Ввиду сказанного ниже не предполагается отыскивать зависимость между индуктивной скоростью и нагрузкой путем введения функции уменьшения подъемной силы. Напротив, сами индуктивные скорости являются фактором, учитываемым явно в нестационарной теории профиля. Для построения схемы несущей линии желательно, чтобы вычисление индуктивных скоростей производилось лишь в одной точке по хорде. Проведенное выше исследование обтекания профиля на основе схемы несущей линии указывает способ, который позволяет аппроксимировать нестационарные нагрузки с достаточно полным отображением влияния пелены вихрей. Применительно к лопасти достаточно рассмотреть лишь часть пелены, расположенную вблизи ее задней кромки. При построении нестационарной теории обтекания вращающейся лопасти надлежит учесть влияние обратного обтекания и радиального течения. Теоретические нагрузки должны быть скорректированы таким образом, чтобы они отражали влияние [c.480]

Задача о произвольной нестационарной деформации профилей или их движения при постоянной циркуляции в потенциальном потоке сводится к вычислению квадратурами типа (3.13) дополнительной касательной к контуру слагающей Vg скорости по ее заданной нормальной слагающей Vfi иди же к решению соответствующей неоднородной задачи относительно функции тока или потенциала течения вытеснения . Первая задача такого рода — о плоском движении жидкости в треугольной полости вращающегося тела — была решена Н. Е. Жуковским в 1885 г. (эта задача имеет отношение к течению во вращающейся радиальной решетке с прямыми лопатками). Вращение одиночного тонкого профиля и двух профилей тандем было изучено Л. И. Седовым в 1935 г. затем им же был дан общий подход к решению подобных задач в рамках теории тонкого профиля. Общие свойства потока через вращающуюся круговую решетку и, в частности, ее конформное отображение на прямую рассмотрел П. А. Вальтер в 1926 г. Основные задачи обтекания таких решеток решены Г. И. Майка-паром (1949, 1953, 1958, 1966), Л. А. Дорфманом (1956), Т. С. Соломаховой [c.125]

В заключение настоящего параграфа следует отметить, что рассмотренная здесь теория тонкого профиля находит наибольщее применение лищь в задачах, требующих определения суммарных аэродинамических характеристик профиля, так как получаемое с ее помощью распределение местных скоростей (давлений) по профилю значительно отличается от действительного. [c.184]

Сильно изогнутые сопловые лопатки паровых турбин низкого давления часто имеют угол скольжения в области периферийного сечения около 45°. Хотя и в этом случае для оценки влияния торцевой стенки можно использовать принцип зеркального отображения, все же требуется более сложная методика расчета, чем теория тонкого профиля. В работе [9.56] численный метод Мартенсена распространен на случай пространственного течения через сопловую решетку со скольжением лопаток. При этом попеременно используются допущения о постоянной и переменной по высоте лопатки скорости вихревого течения на ее поверхности. После проверки теоретических расчетов экспериментальными данными для угла скольжения 40 % были проведены расчеты влияния скольжения лопатки для модели лопатки с переменной по высоте нагрузкой. Результаты расчетов показали значительное влияние скольжения на распределение давлений при углах скольжения выше 35°. С увеличением углов скольжения узкое сечение межлопаточного канала решетки смещается в сторону входного фронта, в результате чего значительно возрастает нагрузка на передние части лопаток. [c.283]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...