Сжимаемость, влияние—на формулу для

Результаты расчета по полученным формулам, также приведенные на рис. 131, показывают, что влияние сжимаемости газа на угол выхода р2 коэффициент потерь в общем невелико, особенно при малых углах кромок С увеличением Х при прочих равных условиях угол уменьшается, а коэффициент растет. Наличие разрежения за кромками < 0) влияет на угол выхода так же, как уменьшение их толщины. Отметим, что полученные формулы представляют обобщение на случай решетки и течения газа известной формулы Борда — Карно для потерь при внезапном расширении. Решение той же задачи при сверхзвуковых скоростях (с учетом расширения в косом срезе прямых кромок) было дано в 32. [c.389]

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]

В этих работах С. А. Чаплыгин дает общие формулы для определения сил давления воздуха на крыло самолета, применяя эти общие формулы к определению подъемной силы различного вида крыльев устанавливает основы теории составного крыла самолета, выясняя при этом преимущества таких составных крыльев исследует вопрос об устойчивости самолета. В последней из указанных работ, опубликованной в 1926 г., С. А. Чаплыгин впервые создает общий метод для нахождения сил давления воздуха на крыло самолета при каком угодно его движении. Во всех прежних исследованиях по теории крыла предполагалось, что крыло движется поступательно с постоянной скоростью, что, понятно, далеко не всегда соответствует действительности, как, нанример, в том случае, когда самолет делает мертвую петлю. В этой работе С. А. Чаплыгин заложил основы нового важного раздела аэродинамики и теории самолета. Необходимо особо отметить докторскую диссертацию С. А. Чаплыгина О газовых струях (1903), в которой он дал метод решения задач, относящихся к струйному течению газа, учитывая влияние сжимаемости газа на силу его давления на обтекаемое тело. Эта работа, получившая достойную оценку и всеобщее признание только через 30 лет после ее опубликования, имеет выдающееся значение для современной скоростной авиации, так как при тех больших скоростях, которых достигают современные самолеты, необходимо учитывать сжимаемость воздуха. [c.29]

При сверхзвуковой скорости для расчета эффективности следует воспользоваться формулой (3.3.15). Коэффициенты интерференции в ней fep и р определим по отношению = /-/ 2 = 0,5/2 = 0,25. Из табл. 3.1.1 находим и = ( р)теор 0,94 и f j, = ( т.р)теор 0.268. Используя данные примера 3.1.1, вносим поправки на влияние пограничного слоя, сжимаемости и расположения рулей [c.272]

Зависимости для напряжений [61] позволяют учесть локальность нагружения, анизотропию свойств материала, влияние сдвигов и поперечного обжатия. В частном случае они вырождаются в классические формулы, полученные на основе гипотезы Бернулли. Пренебрегая трансверсальной сжимаемостью материала, т. е. считая 1/ 2 О, получим [c.39]

Формула подтверждает, что с точностью до 3% влиянием сжимаемости можно пренебречь для значений Ма до 0,6. Заметное уменьшение коэффициента Х наблюдается только в узкой околозвуковой области, а также при сверхзвуковых скоростях потока (примерно на 15%) [2-121, 2-122]. [c.74]

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]

Формула Кармана — Ченя удобна для вычислений и, как показывает сравнение с опытами, дает удовлетворительную оценку влияния сжимаемости (числа Моо) на коэффициент давления Срд при обтекании того же профиля несжимаемой жидкостью даже при достаточно больших значениях чисел Маха. [c.258]

Эта зависимость получена на основе преобразования первичных термодинамических формул путем предварительных подстановок и упрощений к виду, более удобному для практического использования. Формула учитывает влияние сжимаемости, внутреннего трения и другие явления, имеющие место в реальных условиях. Она справедлива для случая истечения кислорода из сопл, когда избыточное давление его перед горловым сечением сопла практически свыше 1 ат. [c.33]

Данные табл. 2.1 или вычисленные с помощью различных формул, приведенных в литературе, не являются обязательными для каждого конкретного случая. При подсчете этих данных не учитывалось влияние деформации сосуда, содержащего жидкость, которая мала у толстостенных трубопроводов, но может быть достаточно большой у шлангов высокого давления. Кроме того, не учитывалось также влияние содержащегося в масле воздуха. Почти все гидросистемы засасывают хотя бы незначительные количества воздуха, который смешивается с маслом. В результате длительной работы системы все масло оказывается насыщенным воздухом и содержит значительный объем воздуха в виде пузырьков ). Это явление еще более усугубляется, если жидкость склонна к вспениванию. Растворенный воздух в большинстве случаев мало влияет на сжимаемость, но [c.29]

Приближенное аналитическое определение переходных функций для цилиндра (п > 0) может быть произведено на основании следующих соображений. Как видно из формул (30.11), (ЗГ. 18), начальное давление при движении цилиндра то же, что и при движении шара. Это следует из того, что в начале движения податливость жидкости полностью определяется ее сжимаемостью, а не возможностью перетекания — начальная реакция соответствует плоскому отражению, т. е. реакции при движении плоскости, излучающей плоскую волну. В дальнейшем при увеличении t изменение реакции связано с условиями перетекания жидкости. Влияние перетекания на давление у цилиндра должно быть в общем таким же, как и у шара, но несколько замедленным. [c.175]

Очевидно, что в идеальном сжимаемом газе квадратичная зависимость сил W ж А от скорости v из-за влияния числа Маха нарушается. Формулы (8.32) верны как для дозвуковых (/v oo< 1), так и для сверхзвуковых (Моо 1) скоростей набегающего потока. При обтекании со сверхзвуковыми скоростями в потоке могут быть скачки уплотнения. Функции w (а, Р, у, Мос) и с А (ос,р, у, Моо) можно определять путем расчета на основании решения гидродинамической задачи или с помощью опытов в аэродинамических трубах, на специальных газодинамических установках или в свободном полете. [c.424]

Коэффициент подачи отражает влияние некоторых конструктивных особенностей поршневого компрессора и термодинамических параметров воздуха, участвующего в рабочем процессе, на подачу компрессора. К этим особенностям относятся наличие объема в зазоре между поршнями и крышкой цилиндра и клапанными каналами снижение давления всасываемого воздуха вследствие сопротивления всасывающего трубопровода, фильтра и клапанов подогрев всасываемого воздуха из-за теплообмена с нагретыми стенками трубопровода, цилиндра и поршня утечки сжимаемого воздуха через неплотно прилегающие клапаны, зазоры между цилиндрами, поршнем и поршневыми кольцами. Для хорошо выполненных и правильно эксплуатируемых компрессоров коэффициент подачи равен 0,85—0,90. Подача каждого компрессора, м /мин, в эксплуатации с достаточной точностью может быть определена по формуле [c.142]

Б действительности с каждой молекулой связан определенный конечный объем, разумеется различный в разных фазах. Поэтому вариации dNi и 6Fj не могут быть полностью незавксимыми. Чтобы уяснить важность учета этого обстоятельства, рассмотрим перенос 6vVi молекул из фазы 1 в фазу 2. Вследствие конечности объема внедряемых в фазу 2 молекул давление в ней повысится на величину Ajdj по сравнению с давлением фигурирующим в равенстве (284). Однако дополнительное давление не оказывает существенного влияния на каплю в системе капля—пар благодаря сжимаемости пара. В этом случае хорошо применима как формула Кельвина для давления насыщенного пара капли, так и формула Томсона для понижения ее точки кипения. [c.165]

Общие замечания по поводу возможности рассматривать газы кач несжимаемые жидкости (195). 98. Уравнение Бернулли для сжимаемых жидкостей формула для напорного колпака (196). 97. Влияние сжимасмости на формулу динамического давления (198I, 98. Уравнение непрерывности для сжимаемых жидкостей (20U). 99. Влияние сжимаемости на форму линий тока при течениях со скоростью ниже скорости звука (202). [c.8]

На рнс. 13-1 показано сравнение расчетных данных о влиянии сжимаемости газа на коэффициент трения, полученных по формулам (13-6) и (13-8) при со=1 и г=1. Расчеты выполнены при следующих значениях А и т для степенного закона распределения с/г Л = 0,0262 и т 17 (по Фокнеру), для логарифмического закона распределения Сц Л = 0,455 и т = 2,58 (по Прандтлю). [c.467]

Из приближенной формулы Графа следует, что в ламинарной области фильтрации линейная критическая скорость псевдоожижения не должна зависеть, даже для сжимаемых жидкостей (газов), от давления, по крайней мере в области невысоких давлений порядка 1 —10 ата. Для этой области, как известно [Л. 98], влиянием давления на динамический коэффициент вязкости можно пренебречь. Независимость от давления (в ламинарной области) подтверждена опытами Сеченова и Альтшулера [Л. 336] по псевдоожижению алюмосиликатного катализатора азотом при давлениях от 1 до 16 ата. Для так называемой турбз лентной области фильтрации Сеченов и Альтшз лер обнаружили, что линейное Шц.у изменяется обратно пропорционально корню квадратному из плотности газа, т. е. несколько уменьшается с повышением давления. [c.60]

Для крыловых профилей влияние сжимаемости на Су оценивается по формуле С. А. Христиановича [c.145]

Особый интерес представляют исследования турбулентного пограничного слоя с поперечным потоком вещества на поверхности теплообмена. Несмотря на достаточно большое количество экспериментальных и теоретических работ в этой области [Л. 26—43], существующие методы расчета турбулентного пограничного слоя с поперечным потоком вещества на поверхности теплообмена нельзя признать удовлетворительными. Методы расчета, основанные на одномерной модели течения газа в пограничном слое [Л. 37, 38 и 42], могут привести к серьезным ошибкам в области интенсивного нарастания пограничного слоя по длине обтекаемой поверхности. Методы расчета, использующие полуэмпири-ческие теории турбулентности Прандтля и Кармана [Л. 28, 31, 34 и 36], позволяют в некоторых простейших случаях довести задачу до окончательных расчетных формул. Однако эти решения получаются ценой серьезных допущений, не поддающихся экспериментальной проверке. Учет влияния сжимаемости газа, вдува инородного газа, диссоциации и т. п. существенно усложняет эти методы и делает их практически недоступными для инженерных расчетов. [c.107]

Дженни, Олсон и Лендгриб [J.10] сравнили несколько методов расчета аэродинамических характеристик на режиме висения а) простые формулы с равномерной скоростью протекания и постоянным коэффициентом сопротивления, б) элементно-импульсную теорию, в) вихревую теорию Голдстейна — Локка, г) численное решение с неравномерной скоростью протекания без учета и с учетом поджатия следа (в последнем случае структура следа была заранее задана по экспериментальным данным). Обнаружилось, что классические методы и численное решение без учета поджатия следа завышают величину потребной мощности на висении, причем ошибка возрастает с увеличением нагрузки лопасти Сг/а (а также с увеличением концевого числа Маха и коэффициента заполнения и уменьшением крутки). Ошибки были объяснены тем, что не учтено под-жатие спутной струи или, другими словами, не принята во внимание действительная форма концевых вихрей. На нагрузку лопасти сильное влияние оказывает концевой вихрь, сходящий с предыдущей лопасти, т. е. нагрузка в значительной степени зависит от положения этого вихря по радиусу и вертикали относительно лопасти. Влияние вихря заключается в увеличении углов атаки внешних (для вихря) сечений лопасти и уменьшении углов атаки внутренных сечений. При умеренных (0,06 Ст/о 0,08) и больших нагрузках лопасти вихрь может вызвать срыв в концевой части, а значит, ограничить достижимую нагрузку концевой части и увеличить ее сопротивление, снизив тем самым эффективность несущего винта. Так как в концевой части лопасти нагрузка максимальна, аэродинамические характеристики винта в сильной степени зависят от характера обтекания концевых частей, а следовательно, от небольших изменений положения вихря (а также изменений профиля и формы лопасти в плане). Эффекты сжимаемости тоже играют важную роль, так как число Маха на конце лопасти максимально. Если бы сжимаемость воздуха и срыв не сказывались, влияние концевых вихрей на распределение нагрузки было бы еще сильнее, но эти факторы действуют взаимно исключающим образом. Если поджатием следа пренебречь, то все сечения лопасти становятся внутренними для вихря и он нигде не увеличивает углов атаки. При использовании схемы распределенной по следу завихренности или даже более простых схем влияние концевых вихрей вообще нельзя оценить. Таким образом, уточнение формы следа является решающим моментом в усовершенствовании методов расчета амодинами-ческих характеристик винта на режиме висения. Положение концевого вихря по радиусу и вертикали относительно следующей лопасти, к которой он подходит очень близко, имеет [c.99]

Эти два простых выражения уже дают информацию о наиболее важных свойствах критического поведения. Действительно, наиболее заметным макроскопическим свойством системы в критической точке является обращение сжимаемости в бесконечность Хг (2 с) = оо- Это означает, что при температуре, равной критической, иетеграл в правой части (9.6.1) должен расходиться. Но, как мы знаем, для реалистичных потенциалов молекул с твердой сердцевиной функция Vg (г) ведет себя на малых расстояниях регулярно следовательно, мы приходим к выводу, что у Vg (г Гс) должен появляться очень длинный хвост, который и вызывает расходимость иетеграла. Таким образом, в критической точке система характеризуется корреляциями с бесконечным радиусом, даже если взаимодействия имеют конечный радиус. Другими словами, в критической области каждая молекула испытывает влияние большого числа других молекул такое влияние сказывается не прямь образом (так как взаимодействия имеют конечный радиус), а через длинную цепочку соседних молекул, которые оказывают когерентное воздействие. Обращаясь к формуле (9.6.2), это можно выразить по-другому фурье-образ парной корреляционной функции с нулевым волновым вектором (т. е. с бесконечной длиной волны) стремится к бесконечности в критической точке. [c.349]

Первый коэффициент вязкости х является основным. Для его определения существует множество различных способов, основанных на применении тех конечных формул, которые могут быть получены в результате интегрирования соответственных дифференциальных уравнений с использованием соотношений (11.18) для частных случаев движения жидкости. О некоторых из этих способов мы будем говорить ниже. Что же касается второго коэффициента вязкости, необходимость учёта которого может возникать только при рассмотрении того движения жидкости или газа, в котором явно проявляется свойство их сжимаемости, то до последнего времени его совершенно не учитЬвали. И только в связи с исследованиями Л. И. Мандельштама и М. А. Леонтовича ) влияния внутренних процессов с большим временем релаксации на распространение звука в жидкости было указано на необходимость учёта второго коэффициента вязкости. В отдельных случаях значение второго коэффициента вязкости может намного превышать значение основного коэффициента вязкости. Но приборов по определению второго коэффициента вязкости пока пе предложено. [c.66]

Влияние сжимаемости на форму линий тока при течениях со скоростью ниже скорости звука. Полагая в формуле (3) для па-пор1гого колпака, выведенной в № 96, [c.202]

Доказательство справедливости формулы (3.9) для случая круглого поперечного сечения малой пош,ади можно найти у Ламба [1947, п. 161-163]. Saffman [1970], основываясь на идеях Ламба, развил подход, позволяющий учитывать влияние вязкости, наличие закрутки, нестационарность и сжимаемость. Следуя работе Saffman, рассмотрим тонкое вихревое кольцо, движущееся в покоящейся жидкости. Поле скорости представим в виде суммы [c.131]

Уравнения турбулентного пограничного слоя для многокомпонентной меси реагирующих газов можно найти, например, в уже цитированной выше монографии Б. Дорранса. Эта система уравнений, так же как и более простая система уравнений турбулентного пограничного слоя в несжимаемой однородной жидкости, является незамкнутой. Действительно, lipoMe обычных неизвестных (скорости, давления, плотности, темпера- гуры или энтальпии, концентраций), число которых соответствует числу уравнений, в ней содержатся еще неизвестные коэффициенты турбулентного переноса (коэффициенты турбулентной вязкости, теплопроводности и диффузии). В настоящее время едва ли не единственно возможным путем замыкания системы уравнений турбулентного пограничного слоя в многокомпонентной смеси реагирующих тазов является путь обобщения. < уществующих полуэмпирических теорий турбулентности в несжимаемой я идкости на случаи течения, в которых необходимо учитывать влияние факторов сжимаемости, тепло- и массообмена, химических реакций и т. д-, и еще, конечно, использования известных аналогий Рейнольдса. При таком обобщении вид формул полуэмпирических теорий турбулентности полностью сохраняется и только плотность считается переменной величиной, зависящей от давления и те1№ературы. [c.539]

Денисон ) дал метод для изучения влияния химических реакций на теплопередачу и поверхностное трение в сжимаемом пограничном слое, когда Рг = Ргу = Ье= = Ьет=1. Метод Денисона может быть получен из анализа, развитого в п. 8.4 и 8.5, если числа Рг и Le берутся равными 1 и связи между величинами 2 hJ p 2 hJ или параметрами вдува, определяемые формулами (8.12), (8.67) и (8.13) соответственно, берутся при нулевом вдуве и Pr = Prr = Le = Ler= 1 (т. е. если 2Ся /С/ = 1, 2Ся /С/ = 1 и г=1). Денисон использовал также приближение по методу Дорренса и Дора ) для определения влияния массообмена на поверхностное трение. Если сравнить результаты вычислений Денисона с его экспериментальными данными, то отличие экспериментальных и теоретических данных по величине будет таким же, какое ожидается, если рассматривается отличие, получающееся при проведении вычислений по формулам (8.12), (8.67) и (8.13) для значений Рг=1,0 [c.316]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...