Модель приведенного» течения

Из приведенных данных следует, что модель гомогенного течения дает более высокие значения инерционной составляющей сопротивления, особенно при X < 0,6. Физически это объясняется тем, что скорость жид кой фазы в гомогенной смеси, равная скорости смеси, значительно выше, чем при раздельном течении (данные приведены на рис. 4.6). [c.95]

Какими бы неприемлемыми для математика ни казались рассуждения гл. XII—XIV, они содержат важные научные факты и их интерпретацию. Что касается весьма важных задач истечения жидких струй в жидкость, газовых струй в газ и реальных следов, то в настоящее время эти рассуждения дают наилучшее научное истолкование. Теоретические модели потенциальных течений, приведенные в гл. II—X, слишком неточны, несмотря на некоторые исключения 22). Мы надеемся, что те, кто считает анализ, проведенный в гл. XII—XIV, неприемлемым, сделают попытку улучшить его [c.32]

Система Лоренца. В работе [246] Е. Лоренц, исследуя различные модели гидродинамических течений, указал трехмерную систему, которая при некоторых значениях параметров обладает странным аттрактором. Приведенная в этой работе система может рассматриваться как частный случай системы (1.1). Действительно, система Лоренца может быть представлена. форме = [c.259]

Большинство численных результатов, приведенных в обсуждаемых работах, получены на основе модели одномерного течения. Правомерность такого подхода обоснована в [42, 104] на основе сравнения расчетных данных, проведенных по одномерной модели, с экспериментом [226] и результатами расчетов по полным двумерным уравнениям газовой динамики [104]. Установлены также границы применимости модели совершенного газа при значениях 16 [c.243]

Большинство эмпирических моделей, приведенных в этой главе, применимо для случаев, которые можно рассматривать (по крайней мере приближенно) как двумерные задачи. На практике трехмерные эффекты появляются вследствие ряда факторов, таких как искажение потока вблизи концов ограниченных по длине цилиндров изменения по длине пролета поперечного сечения тела (как в случае конических вытяжных труб) или его деформаций неоднородность средних течений отсутствие полной пространственной когерентности в набегающем турбулентном потоке или распространение вихрей в спутной струе за телом. [c.156]

При теоретическом описании нестационарных гидродинамических процессов в разветвленной гидравлической системе (см. рис. 7.21, й) использована приведенная в разд. 2.5 математическая модель одномерного течения в трубе с квазистационарной силой трения о стенки. При расчетах методом характеристик учитывали, что объем емкости 25 достаточно велик и в ней системой наддува поддерживали постоянное давление. Поэтому в качестве граничного условия на входе участка 1 принимали условие постоянства давления. Результаты статических проливок системы показали, что потери давления на разветвлениях невелики, т. е. существенно меньше потерь давления на местном сопротивлении и электроклапанах. Поэтому при расчетах принимали, что потери давления на разветвлениях отсутствуют, и использовали уравнения балансов расходов. [c.283]

На основании приведенных данных трудно говорить о какой-либо модели вихревого течения, которая в соответствии с теорией учитывала бы факт передачи энергии от крупномасштабных вихрей среднему течению. Тем не менее, анализ осциллограмм позволяет сделать некоторые заключения относительно природы турбулентных пульсаций скорости в газожидкостном потоке в трубе. [c.50]

Книга является введением в современную механику сплошных сред. В ней изложена общая теория определяющих уравнений и термодинамики сплошных сред. Рассмотрена общая теория деформаций (нелинейный случай), построены модели гиперупругой среды и рассмотрены частные случаи модели пластической среды, вязкоупругость и теория течения вязких жидкостей. В приложениях приведен весь необходимый математический и термодинамический аппарат. [c.351]

Прямоточная турбина, схема которой показана на рис. 11.18, а, обладает высокими пропускной способностью и к. п. д., что объясняется наличием прямолинейного течения в подводящем канале 1 перед турбиной, в направляющем аппарате 2 и рабочем колесе 3, а главное в прямой отсасывающей трубе 4. При таком проточном тракте скорости в потоке оказываются большими, а потери энергии — малыми. При исследовании на ЛМЗ прямоточной модели с = == 0,25 м (без обода на рабочем колесе) к. п. д. достигал 92%, а приведенный расход был выше, чем в вертикальных осевых моделях, на 25%. Эта схема является наилучшей и по компоновке в водосливной плотине. Однако она оказалась ненадежной в эксплуатации, и от нее пришлось отказаться. [c.47]

Интересно, что для больших ф, к которым относится вывод формулы (6-49), показатель степени п весьма близок к теоретическому значению в рассмотренной кольцевой модели течения. Приведенные данные могли создать впечатление, что в турбулентно-турбулентном 164 [c.164]

Описанная только что модель сталкивается с несколькими трудностями, включая вывод [332] о том, что в высокопрочных материалах в условиях особого напряженного состояния в вершине трещины пластическое течение не является необходимым. Кроме того, полностью игнорируются диффузионные эффекты. Согласно данным современной механики разрушения [320], такие эффекты могут быть важны, поскольку максимальные напряжения возникают очень близко от вершины трещины (рис. 51). Предпринимавшуюся попытку провести критические эксперименты [333], подтверждающие эту модель, следует, по-видимому, признать безуспешной [310]. С помощью приведенной модели трудно объяснить случаи прерывистого растрескивания [318], а также роль металлургических факторов (за исключением их влияния на локальные растворимости). Чувствуется, таким образом, что эта модель, в принципе корректная и привлекающая своей простотой,— в существующем виде несовершенна. Процессы, которые она пытается объяснять и использовать, а именно ослабление межатомных связей водородом, вполне могут лежать в основе многих или даже большинства явлений водородного охрупчивания, однако сама по себе модель пока неудовлетворительна. Возможно, дальнейшие исследования поставят ее на прочное [c.136]

Данные по реактору SM-1 не подходят ни под одну из рассмотренных выше моделей. По-видимому, это объясняется непрерывным ростом удельной активности Со в циркулирующем шламе в течение всего периода работы, исследованного Бергеном [24] и приведенного на рис. 9.7. Следует напомнить, что на этой установке органы регулирования нейтронного потока имеют высокое содержание кобальта и смачиваются реакторной водой. [c.321]

Приведенные выше расчетные уравнения для трехслойной модели течения достаточно громоздки, поэтому анализ рассматриваемого процесса может быть осуществлен только численным способом. [c.201]

Приведенный выше анализ струйного течения в ограниченном пространстве основан на своеобразной модели, при пользовании которой принято, что струя не присоединяет к себе масс, двигаясь по ограниченному пространству, и поэтому требует экспериментальной проверки. [c.71]

Использование метода диффузии от системы линейных источников тепла для определения коэффициента /), при нестационарном протекании процесса имеет свои особенности. Это связано, прежде всего, с необходимостью рассматривать в общем случае задачу в сопряженной постановке, так как процессы теплопереноса в теплоносителе и в стенках труб взаимосвязаны, а условия на границе с теплоносителем неизвестны. При использовании модели течения гомогенизированной среды удается избежать необходимости определения полей температур в стенках труб и заранее задать граничные условия, используя понятие коэффициента теплоотдачи, зависящего от граничных условий. При этом тепловая инерция витых труб. учитывается введением в систему уравнений, описывающих нестационарный тепломассоперенос в пучке, уравнения теплопроводности для твердой фазы, а изменение температуры труб во времени и пространстве идентично изменению температуры твердой фазы гомогенизированной среды. Система уравнений (1.36). .. (1.40), приведенная в гл. 1, позволяет рассчитать поля температур теплоносителя и стенки труб (твердой фазы), зависящие от продольной и радиальной координат в различные моменты времени, т.е. решить двумерную нестационарную задачу. В гл. 5 будет рассмотрена система уравнений и метод ее расчета, которые позволяют решить задачу и при асимметричной неравномерности теплоподвода. Однако, как показали проведенные исследования стационарных трехмерной и осесимметричной задач, коэффициент В,, определенный для этих случаев течения, остается неизменным при прочих равных условиях. Поэтому при экспериментальном исследовании нестационарного тепломассопереноса в пучках витых труб целесообразно ограничиться рассмотрением только осесимметричной задачи. Такая задача решена впервые, поскольку все предыдущие исследования ограничивались использованием одномерного способа описания процессов нестационарного теплообмена в каналах, когда рассматривается течение с постоянной по сечению канала скоростью и температурой, которые изменяются только по длине канала. При этом температура стенки определяется из уравнения Ньютона для теплового потока по экспериментальным значениям коэффициента теплоотдачи [24, 26]. [c.57]

На основании приведенных экспериментальных данных в [76] разработана физическая модель течения и соответствующая ей система дифференциальных уравнений. Расчеты по этой модели показывают, что поля плотностей сохраняются неизменными во всех сечениях камеры смешения. К ее выходному сечению скорости по поперечному сечению выравниваются, а степень сухости потока [c.129]

На рис. 4.14 для сопоставления штриховой и штрихпунктирной линиями показаны траектории деформирования, рассчитанные согласно одному из вариантов теории пластического течения с дополнительными напряжениями [5] и на основании соответственно развитой деформационной теории пластичности [62]. В первом случае накопление деформации практически прекращается после первого полуцикла, а во втором — еще раньше, после нулевого. Имеющиеся экспериментальные данные (например, приведенные в книге [61 ]) показывают, что расчет, основанный на структурной модели среды, позволяет получать наиболее реалистичные результаты. [c.99]

Следующий из (6.11) рост средней скорости повреждения за цикл с увеличением размаха Ар показывает, что если полуцикл разбить на равные ступеньки 6Х (рис. 6.8), то повреждение па каждой последующей ступеньке должно быть выше, чем тш предыдущей. Эта картина хорошо согласуется с вытекающими из структурной модели представлениями о том, что начиная с каждого реверса относительная часть объема материала (число подэлементов), охваченного пластическим течением, растет начиная от нуля. Чем больше размах пластической деформации в цикле, тем большей величины достигает этот относительный объем, что находит отражение на диаграмме деформирования как уменьшение касательного модуля. Таким образом, при одном и том же приросте бХ в начале полуцикла и в его конце характер пластического деформирования как бы различен. Например, согласно приведенному рисунку на первом шаге примерно 3/4 объема деформируется упруго, а остальные 3/4 — пластически, в то время как на последнем шаге соответственно 0,05 и 0,95. Логично предположить, что изменение повреждения на первой ступеньке будет значительно меньшим, чем на последней. [c.133]

Из рассуждений, приведенных в предыдущем разделе, можно заключить, что кавитация, возникающая при проведении экспериментов на моделях, всегда менее развита, чем на натурных объектах, и что это различие сокращается с увеличением размера модели и скорости, при которой она испытывается. В связи со сказанным, казалось бы, желательно проводить кавитационные испытания при числах Рейнольдса, соответствующих натурному объекту. Однако несколько исследователей, работающих в этой области, отмечали, что имеются важные причины для использования числа Фруда как основного параметра подобия кавитационных течений при проведении модельных испытаний крупномасштабного гидравлического оборудования. [c.299]

В исследованиях первого класса используется такое же оборудование и методы испытаний, как в любой хорошо оснащенной лаборатории для исследования бескавитационных характеристик тех же гидросооружений. Гидросооружения имеют две отличительные особенности течение со свободной поверхностью и большие размеры. Последнее обусловливает течение с большими числами Рейнольдса, соответствующими турбулентному режиму. Поскольку основными являются силы тяжести, моделирование осуществляется по числу Фруда. Поэтому масштаб модели должен быть большим, чтобы числа Рейнольдса по крайней мере были достаточны для турбулентного течения. Однако при таком методе моделирования обычных установок с атмосферным давлением на свободной поверхности на модели не возникает паровая кавитация, даже если в натуре она происходит интенсивно. Поэтому на модели невозможно определить возникновение кавитации, но о нем можно судить по измеренным распределениям давления. Такие измерения необходимо проводить на всех поверхностях, на которых могут быть низкие давления. В простых сооружениях большинство опасных зон известно. Тем не менее рекомендуется рассчитать значения числа кавитации К) и числа Кг, соответствующего началу кавитации на стенках канала, по формулам (7.11) и (7.14) и воспользоваться методом, приведенным в разд. 7.7.2 и 11.1.6. [c.549]

В самом деле, течения, приведенные на рис. 5, в точности удовлетворяют уравнениям движения любой невязкой несжимаемой жидкости с постоянной плотностью р. Это легко можно проверить, если исходить из математического определения такого течения, данного в п. 8. В этом смысле, как впервые отмечено Гельмгольцем [27], данные течения могут рассматриваться в качестве возможных моделей газовой струи и следа в газе. [c.19]

Аналитическое нсследоваине сопротивления. Из приведенной ранее физической модели течения двухфазного потока внутри пористого металла следует, что в нем имеет место раздельное течение фаз — паровые микроструи в центре гладких каналов и жидкостная микропленка, которая обволакивает частищ.1 материала и заполняет все неровности структуры. Поэтому сначала расчет характеристик потока проведем по модели относительной фазовой проницаемости с раздельным течением фаз. Полученные результаты с целью более полного представления о свойствах такого потока сравним с результатами по модели гомогенного течения. [c.89]

Используя модель вязкого течения потока, найти зависимость от времени изменения магнитного поля внутри данной тонкостенной сверхпроводяш,ей трубки, для которой выполняется приведенное выше соотношение для параметра а. [c.96]

Произйодные с рг/ф, йрш (1р, йх1с1р и йЩр в фррмуле (11-33) определяются скоростями межфазных процессов переноса тепла, массы и количества движения. Велич1ины этих скоростей переноса зависят в основном от режима течения, частоты волн и типа возмущения. Необходимо та/кже провести различие между временем, связанным с первым изменением давления в системе (скорость фронта волны), и временем достижения в системе пика давления (амплитудная характеристика). Обычно в литературе приводятся данные, относящиеся к скорости фронта волны от единичного импульса. Модели, приведенные ниже, также относятся к таким скоростям фронта волны. [c.261]

Пример расчета диффузии мышьяка по данной модели приведен на рис. 7.10. Были выбраны следующие условия для моделирования ионы мышьяка имплантировались при энергии 140 кэВ с дозой 2 10 см через слой толщиной 25 нм, затем проводилась диффузия в течение 20 мин при 1000° С. Как общая, так и активная концентращ1я мышьяка показаны на рисунке в сравнении с измеренными значениями [21]. Как можно видеть, согласие между моделью и экспериментом очень хорошее. [c.208]

Система (1.3) соответствует модели микроконвекции для однокомпонентной жидкости [5, 6] (см. также [7]), выведенной из аксиом механики сплошной среды путем априорных допущений. Приведенный выше вывод позволяет определить место модели микроконвекции в иерархии моделей конвективных течений и строже оправдать границы применимости некоторых специальных допущений, сделанных в [5, 6]. [c.69]

Остановимся на отдельных гипотезах, связанных с замыканием уравнений турбулентных течений. Заметим, что среди большого числа гипотез (моделей) турбулентности можно выделить две наиболее характерные группы. К первой отнесем модели, устанавли-ваюш,ие конечные связи между характеристиками турбулентности и осредненными параметрами течения. Вторую группу составляют модели турбулентности, используюш,ие дополнительные дифференциальные уравнения для той или иной характеристики турбулентности (подробный обзор гипотез турбулентности приведен в работе 119]). [c.45]

Гл. 7 и 8 в наибольшей степени имеют прикладной характер. В гл. 7 вводятся основные количественные характеристики, обычно используемые при одномерном описании двухфазных потоков в каналах расходные и истинные паросодержания, истинные и приведенные скорости фаз, скорость смеси, коэффициент скольжения, плотность смеси. При рассмотрении методов прогнозирования режимов течения (структуры) двухфазной смеси акцент делается на методы, основанные на определенных физических моделях. Расчет трения и истинного объемного паросодержания дается раздельно для потоков квазигомогенной структуры и кольцевых течений. В гл. 8 описаны двухфазные потоки в трубах в условиях теплообмена. Приводится современная методика расчета теплоотдачи при пузырьковом кипении жидкостей в условиях свободного и вынужденного движения. Сложная проблема кризиса кипения в каналах излагается прежде всего как качественная характеристика закономерностей возникновения пленочного кипения при различных значениях [c.8]

Следует заключить, что только в модели Краффта в ее количественном выражении делается попытка учета влияния напряжения и деформации для области II роста трещин. Удовлетворительное объяснение существования Ктир отсутствует, необходимо дальнейшее изучение влияния напряжения на КР. Только один пример может быть приведен для иллюстрации сложности проблемы. Как отмечалось выше, КР может быть вызвано и на гладких образцах таких сплавов, как Т1—13 V—И Сг—ЭА1, при напряжениях, близких к пределу текучести. Однако величины /Сгкр, определенные на образцах с надрезом или с предварительно нанесенной трещиной, составили 27,5 МПа-м /з. Можно предполагать, что течение металла в вершине предварительно нанесенной трещины будет происходить при очень низких величинах прикладываемой нагрузки. Поэтому трудно объяснить сравнительно высокое значение /Сгкр- [c.394]

Как было показано в гл. 5, многие задачи динамического анализа и синтеза цикловых механизмов могут быть решены на (базе моделей с медленно меняющимися параметрами. Вместе с тем встречаются случаи, когда допущения о медленности изменения параметров оказываются неправомерными. Помимо зон параметрического возбуждения, рассмотренных в гл. 6, такая ситуация может возникнуть на режимах, весьма далеких от резонансов. Например, изменение параметров механизма иногда носит в целом медленный характер за исключением незначительных зон, требующих отдельного рассмотрения. В этих случаях периодичность параметрических возмущений имеет второстепенное значение, поскольку колебания в течение одного цикла оказываются сильно задемпфированными. В то же время локальные возмущения системы в отмеченных зонах могут быть весьма значительными. Такая ситуация наблюдается в механизмах ряда станочных автоматов, механизмах раскладки нити текстильных машин и в других устройствах, когда основная технологическая операция совершается на участках равномерного движения рабочего органа, а его разгон и торможение осуществляются на малых отрезках времени, где переменный приведенный момент инерции, а следовательно, и собственная частота изменяются весьма резко. Аналогичные явления имеют место при рассмотрении динамики вариаторов и механизмов переменной структуры. [c.296]

Выясним физический смысл приведенных скоростей и приведенного коэффициента теплопередачи. Для этого необходимо вспомнить, что элементу MNKL соответствует прямоугольный параллелепипед или кольцо. Тогда за скорость в плоской модели можно принять расход через грань па раллелепипеда (или кольца), нормальную к соответствующему направлению. Для чисто продольного течения это будет просто расход, отнесенный ко всему сечению теплообменника u=V/S, где V — расход через межтрубное пространство, S — полное сечение теплообменника. [c.196]

Экспериментальные исследования проведены в довольно узком диапазоне геометрических характеристик местных сопротивлений и основных параметров двухфазного потока, содержат методические неточности [1], а результаты опытов разных авторов иногда прямо противоположны [2 и 3]. Суш ествуюш ие методы расчета гидравлических потерь в местных сопротивлениях в большинстве случаев плохо согласуются с экспериментальными данными. Так, нормативный метод гидравлического расчета котлов [4], основанный па гомогенной модели двухфазного потока и использующий в большинстве случаев коэффициент местного сопротивления на однофазном потоке С1ф, может давать результаты, в 4 раза превышающие результаты опытов. Расчетные зависимости различных авторов, приведенные в [1], применимы только для расчета перепадов давления в случае резкого расширения двухфазного потока. Уравнения, полученные для расчета гидравлических потерь двухфазного потока при течении через внезапные сужения [2] и дифрагмы [5], имеют следующие общие недостатки потери в этих случаях рассматриваются лишь как результат внезапного расширения двухфазного потока от поджатого сечения струи до последующего сечения канала, а потери при сужении потока от входной кромки до поджатого сечения не учитываются. Кроме того, (истинное объемное газосодер- [c.145]

КОГО течения воспринимается как изменение в характере порождаемых дефектов, связанное с изменением механизмов скольжения. Отмечено [З], что исходя из критических температур упорядочения фаз NijX, титан, ниобий и тантал не должны существенно увеличить энергию АРВ. Однако титан и, возможно, тантал, могли бы увеличивать энергию дефектов другого типа. В результате анализа серии данных с целью расчета энергии АРВ в зависимости от содержания легирующего элемента было установлено [22], что энергию этих дефектов можно изменять в достаточно широких пределах (табл.3.2, ее анализ приводится ниже при обсуждении принципов проектирования сплавов). Упрочнение за счет размерного несоответствия. Сделанные ранее [l] попытки объяснить зависимость приведенного критического напряжения сдвига от размеров частиц влиянием на него когерентных напряжений оказались неудачными. Согласно модели Герольда и Хаберкорна [31] главная роль принадлежит взаимному влиянию дислокаций и деформации, а перерезание частиц — следствие этого влияния. Расчеты в общем виде [c.101]

В соответствии с требованием основного критерия, определяющего производство раскрутки КА до требуемого значения угловой скорости (со = 3+0,25 °/с) в течение времени, когда витки орбиты аппарата проходят над территорией СССР, а также на основании выполнения оптимального значения зоны включения 3 0,U выбранная математическая модель магнитной системы управления скоростью вращения аппарата обеспечила выполнение процедуры раскрутки. Значения величин времени раскрутки в зависимости от высоты при различных токах в катушках магнитопривода представлены на рис. 4.38. При этом изменение угла а ориентации на Солнце имело вид, приведенный на рис. 4.39, что подтверждало возможность появления нутационных колебаний и удерживание оси собственного вращения аппарата в зоне до 30°. Полученная характеристика удовлетворяет энергетическим возможностям солнечных батарей. [c.199]

Следуя традициям русских ученых, советские механики стремились на основе анализа экспериментальных данных построить физическую модель течений с большими дозвуковыми скоростями и найти адекватный ей математический аппарат. В такой общей постановке задача об обтекании тел со скоростями, близкими к скорости звука, была решена С. А. Христиановичем В 1939 г. он поставил серию опытов в ЦАГИ и показал, что при числах М, близких к Мкр, необходимо исходить из точных уравнений газовой динамики Чаплыгина. Решение их Христианович получил, использовав преобразование Чаплыгина — Лейбензона, а также новый, предложенный им способ преобразования газодинамических уравнений. Затем он ввел некоторую функцию от скорости, однозначно связанную с приведенной скоростью % = wla и получил канонические уравнения, описываюп ие фиктивный поток несжимаемой жидкости около заданного контура. Это дало возможность свести уравнения Чаплыгина к линейным и найти течение сжимаемой жидкости около контура, близкого к соответствуюш ему заданному контуру. Такой метод позволял определять подъемную силу, ее момент, поле скоростей около профиля, находящегося в потоке сжимаемой жидкости под небольшим углом атаки. [c.321]

Из Приведенных данных видно, что и при наличии смешанной структуры сплав проявляет признаки СП состояния. Однако при. этом несколько увеличиваются напряжения течения, уменьшается относительное удлинение. Одновременно скоростной интервал проявления СПД смещается в область меньших е. В крупнозернистом сплаве СПД на поверхности не наблюдается, б и m не зависят от е и деформация осуществляется с образованием шейки. В работах [34—36] на сплавах Zn — 22 % А1, латуни и Ti — 6 % А1 —4% V показано, что положение оптимального скоростного интервала и величина т зависят от характера распределения зерен по размерам. Была предложена модель [37], позволяющая рассчитать свойства сплава с учетом объемной доли зерен с разным размером, принимая их вклад в СПД аддитивным. Сравнение результатов, рассчитанных по модели, показало удовлетворительное совпадение с экспериментальными результатами, пЬлученными на сплавах Ti — 6 % А1 — 4 % V и А1 7475. [c.17]

Для свободных турбулентных струй, рассмотренных в 7, характерны автомодельные течения при изменении в широком диапазоне режимов работы геометрия струи и характеристики относительного изменения скорости течения в различных ее сечениях не меняются как бы ни менялись при этом величины Re и М (при М<1). При испытаниях моделей элементов, для которых основной является эта форма течения, можно, соблюдая геометрическое подобие модели и элемента, произвольно менять размеры сечения канала питания и устанавливать любые значения ро. При этом не имеют смысла приведенные в п. 2 соображения, касающиеся обеспечения Re = onst или М = onst. Однако и для элементов этого типа при моделировании переходных процессов должно обеспечиваться соответствующим выбором масштаба времени постоянство числа St. [c.444]

В случае чисто степенной модели, как уже говорилось, метод линеаризации оказывается неприменимым. В работе И.Г. Семакина [60] развит приближенный подход, основанный на введении понятия эффективной вязкости. Согласно этому подходу рассматривается истинное (неньютоновское) распределение скорости основного течения [61], а уравнения возмущений записываются в том же виде, что и для обычной ньютоновской жидкости с заменой вязкости на эффективную , определяемую по расходу в одном из встречных потоков. Приведенные выше результаты решения задачи устойчивости на основе регуляризованной модели при больших а удовлетворительно согласуются с результатами, найденными в приближении эффективной вязкости. [c.155]

Результаты расчетов микроускорений на временных интервалах, представленных на рис. 1 и 2, приведены на рис. 3. На этом рисунке для обоих указанных интервалов изображены графики зависимости от времени компонент вектора Ьо = ( 1) 2, з) и его модуля Ьо для точки О с радиусом-вектором d = = (—100 см, 10 см, 10 см). Здесь компоненты векторов указаны в строительной системе координат. Расчеты проводились при значении баллистического коэффициента с — 0,0016 м /кг. Значение этого коэффициента было определено сглаживанием результатов обработки траекторных измерений в течение всего неуправляемого полета при значениях параметров модели верхней атмосферы ГОСТ 22721-77 Рю.7 = 150, ttp = 12. Как показывает анализ рис. 3 и аналогичных рисунков в [7], максимальное и среднее на интервале to t ti значения Ьо возрастают вместе с соответствующим значением (o i). Особенно существенно влияние (a i) на компоненту микроускорения 62 — в приведенных примерах приближенно 62 [c.606]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...