Коэффициент потерь угловой

Для правильного определения коэффициента потерь в зацеплении, во время его работы, а следовательно, и для выявления того, к какой группе относится та или иная передача, необходимо различать ведущее и ведомое звенья. В трехзвенном зубчатом механизме, в котором два подвижных звена представляют собой зубчатые колеса, а третье звено — стойку, ведущим звеном называется такое, собственное угловое ускорение которого больше приведенного собственного ускорения другого звена. Под собственным угловым ускорением звена передач понимается такое ускорение, которое могло бы получить звено под действием приложенных к нему сил, если бы звено не входило в передачу. Приведение [c.51]

Принятые обозначения с—-число сателлитов 21, 23—числа зубьев центральных колес 2 24—числа зубьев сателлитов у—целое число х=г 1г2 д — тц/тц у=х—д и1/,— 1)/(х-]-д) я ) —коэффициент потерь, равный сумме потерь в зацеплении фЛ = 2 1)д- -2, 115 0,25... 0,35, где фд—потери в зацеплении т 3д—потери в подшипниках сателлитов Шр (о тельные угловые скорости центрального колеса и сателлита тц—модуль внешнего зацепления /7134—модуль внутреннего зацепления, р = 23/21. [c.69]

Трение в подшипниках скольжения. Потери на трение оцениваются коэффициентом трения [. На рис. 3.141 показана диаграмма изменения [ в зависимости от характеристики режима работы подшипника ро)/р, где р—динамическая вязкость смазки ш — угловая скорость вала р — среднее давление на опорную поверхность. Диаграмма имеет три характерных участка. Участок /о — 1 характеризуется примерно пос- [c.408]

Задача 6.14. При каком проходном сечении дросселя угловые скорости гидромоторов будут одинаковы Дано рабочий объем насоса Vi = 56 см частота вращения насоса п = 3000 об/мин рабочие объемы гидромоторов V a=12 см , 4 = 28 см моменты на их валах Л1з = 20 Н-м М = = 40 Н-м механические и объемные к.п.д. гидромашин т) = = т)о = 0,95 плотность рабочей жидкости р = 900 кг/м коэффициент расхода дросселя ц = 0,85. Потерями давления в трубопроводах пренебречь. [c.110]

По точности механизмы углового позиционирования разделены на три группы (табл. 19) с повышенной, нормальной (средней) и низкой точностью. По быстроходности более дифференцированно они делятся на пять групп. Средняя быстроходность характеризуется коэффициентами /С = 1 2, которые встречаются у механизмов различной точности. Оценка быстроходности лишь по величине коэффициента К. удобна в тех случаях, когда не известна действительная точность фиксации. В табл. 19, построенной поданным рис. 25 для отдельных зон, приведены характерные числа позиций 2q. По данным таблицы можно грубо оценить достижимую точность. При этом если точно не известны потери времени = /в + + рев + ф. возникающие при фиксации (см. формулу (53)), то при расчете К их оценивают с помощью коэффициента [c.50]

Однако, если рассматривать неустановившиеся режимы работы, связанные с передачей крутильных колебаний через ГДТ, особенно в области высоких частот, то использование дифференциального уравнения баланса энергии нецелесообразно. Это объясняется невозможностью определения коэффициентов гидравлических потерь, так как неизвестны законы их изменения при наличии периодических колебаний момента и угловой скорости на входном и выходном валах ГДТ [10]. [c.51]

В нормальных условиях человек теряет в помещении конвекцией и излучением около 80 ккал тс тепла, причем на долю излучения приходится примерно 60% этого количества. Потери конвекцией зависят от температуры воздуха, а потери излучением — от средневзвешенной температуры окружения, которая будет различна в разных точках помещения, так как меняются угловые коэффициенты по отношению к различно нагретым поверхностям. [c.53]

Итак, задача устойчивости цилиндрической оболочки сформулирована как краевая задача на собственные значения для системы дифференциальных уравнений с частными производными (6.4.1) — (6.4.5) при краевых условиях (6.4.6) и условии 2л -периодичности решения по угловой координате. Наименьшее из собственных значений этой задачи определяет критическую интенсивность внешней нагрузки, а соответствующая ему собственная вектор-функция — форму потери устойчивости. Параметрические члены уравнений нейтрального равновесия (6.4.1) в общем случае переменны и определяются путем интегрирования линейной системы уравнений осесимметричного изгиба (6.2.14) при краевых условиях (6.2.9). В выражениях для элементов матриц А, В коэффициентов этой системы (см. параграф 6.2) следует выполнить упрощения, соответствующие принятым допущениям о тонкостенности и пологости оболочки, а вектор-столбец / для рассматриваемого ниже случая нагружения оболочки равномерно распределенным внешним давлением интенсивности Р следует взять в виде [c.185]

И В 2л -периодичности решения по угловой координате (р. Спектр бифуркационных нагрузок и соответствующих им форм потери устойчивости определяется путем интегрирования линейной однородной краевой задачи на собственные значения для данной системы дифференциальных уравнений с частными производными. Коэффициенты Т, Т, Т, dw/ds, dw/d

[c.257]

Определить и разместить необходимую поверхность нагрева радиаторов типа М-140 для угловой комнаты, имеющей на одной из наружных стен два окна. Тепловые потери комнаты через наружные ограждения Ст.ц=14 665 кДж/ч, температура воды на входе в радиаторы <вх=95°С, на выходе вых=70 С, температура воздуха в помещении /в=18°С. Коэффициент на остывание воды в трубах равен 1,0, на установку радиаторов — 1,03, при восьми секциях в батарее коэффициент равен 1,0, при одиннадцати секциях—1,03. Коэффициент теплопередачи й=34,35 кДж/(м -ч//С). [c.165]

Полученные формулы показывают, что плотность эффективного излучения изотермического сегмента получается одинаковой по всей его поверхности. Последнее свойство рассматриваемой поверхности позволяет легко найти суммарную потерю тепла полостью. Для этого выражение (6-156) надо умножить на поверхность Р и на угловой коэффициент с поверхности сегмента на площадь выходного отверстия полости. По вто- [c.224]

Интегрирование дифференциального уравнения, определяющего толщину потери импульса. По поводу интегрирования уравнения (10.36) необходимо сделать прежде всего следующее указание расчет необходимо начать в передней критической точке г = 0. В этой точке скорость С/ = О, в то время как производная (ИЛ(1х имеет конечное, отличающееся от нуля значение, если только передняя часть тела не представляет собой заостренную кромку с нулевым углом. Если бы в передней критической точке функция Р (х) имела конечное не равное нулю значение, то угловой коэффициент Х (1х интегральной кривой был бы равен здесь бесконечности. Но функция Р (х) именно такова, что она имеет в передней критической точке нулевое значение, и это обеспечивает для начального углового коэффициента интегральной кривой физически возможное значение. Для определения тех [c.202]

Для уменьшения времени разгона регулятора, потерь на трение и коэффициента неравномерности нужно стремиться к тому, чтобы критическая угловая скорость была как можно ближе к минимально заданной, но не превосходила ее. [c.229]

На рис. 16 показаны графики изменения теплового баланса в зависимости от угловой скорости коленчатого вала двигателя при полностью открытой дроссельной заслонке (рис. 16, а) и от состава смеси (рис. 16, б). Рассматривая графики, можно убедиться в том, что при увеличении угловой скорости значения <7г увеличиваются, а — уменьшаются, что вызвано уменьшением времени, в течение которого теплота отработавших газов частично отводится в охлаждающую среду, причем температура газов несколько повышается. Кроме того, наилучшая топливная экономичность двигателя (рис. 16, б) получается при коэффициенте а = 1,05 1,15. Если коэффициент а < 1, то тепловые потери и др уменьшаются, но вместе с тем возрастают тепловые потери дгд из-за неполноты сгорания, что ухудшает топливную экономичность двигателя. [c.58]

Увеличение удельного расхода топлива при прикрытой дроссельной заслонке происходит из-за ухудшения рабочего процесса двигателя (уменьшения наполнения и увеличения коэффициента остаточных газов), а также вследствие уменьшения механического к. п. д. (мощность двигателя уменьшается, а величина механических потерь при постоянной угловой скорости практически остается постоянной). [c.69]

Из рис. 9.4 следует, что свет, распространяющийся по каждому из тонких волокон, суммируется в толстом волокне. Не учитывая потери на состыковку волокон, можно считать, что вся мощность, переносимая каждым из тонких волокон, передается в толстое волокно. Если предположить, что максимальный коэффициент объединения по входу соответствует наихудшему из всех возможных случаев, когда световую мощность передает лишь одно из тонких волокон, тогда минимальная регистрируемая мощность будет в конечном счете определяться переданной по тонкому волокну мощностью и степенью несовпадения площадей детектора и толстого волокна. При этом, естественно, считается, что угловые апертуры постоянны, а уровень регистрируемой мощности соответствует конкретному фотодетектору, определенным значениям ширины полосы пропускания и частоте появления ошибок. Это находится в хорошем соответствии с представленной в [22] теоремой, согласно которой произведение квадрата величины входной апертуры и площади входного пятна света не может превышать произведение величины выходной апертуры и площади выходного пятна. Предполагая, что затухание в волокне и потери при состыковке волокна не приводят к значительным потерям мощности, можно выделить четыре наиболее важных параметра, определяющие коэффициенты объединения по входу и разветвления по выходу. Такими параметрами являются мощность входного оптического сигнала, чувствительность фотодетектора, ширина полосы пропускания и частота появления ошибок. Фактически все эти параметры являются взаимосвязанными. В следующих двух подразделах будет анализироваться взаимосвязь этих параметров, а также будут рассмотрены предельные возможности, определяемые существующими ограничениями на плотность упаковки волокон и рассеиваемую мощность. [c.246]

Для стальных пластин углы 01 и 02 равны приблизительно 16° и 10° соответственно. Таким образом, при значении 0, близком к 16°, коэффициент прохождения звука через стальную пластину должен уменьшаться до нуля. На рис. 77 эти провалы кривых обозначены пунктиром. Заметим, что для тонких металлических пластин области провалов должны быть весьма узкими. Выше было показано, что для тонких металлических пластин величина 2пр почти во всем диапазоне углов падения звука (за исключением рассматриваемой здесь области вблизи 0 ) на несколько порядков больше величины 2, поэтому ветвь кривой 2пр, пересекающая ось абсцисс, идет очень круто вверх. Это приводит к тому, что 2 р может быть близко к 2 только в очень узкой полосе углов падения, исчисляемой угловыми минутами и даже секундами (на рис. 77 для наглядности область провалов сильно увеличена). Достаточно малейшего искривления пластины, искривления фронта падающей плоской волны или наличия в материале пластины хотя бы малых потерь, чтобы возникновение провалов не наблюдалось. [c.225]

Расчетно-экспериментальные исследования влияния радиуса скругления контура угловой точки в районе критического сечения на суммарные потери импульса сверхзвуковой части круглых конических сопел проведены в работе [27]. Исследования включали в себя, кроме того, анализ влияния радиуса скругления контура в критическом сечении сопла на распределение давления по дозвуковой и сверхзвуковой части сопел, а также на коэффициент расхода сопел, что было рассмотрено в предыдущем разделе (рис. 3.13). [c.94]

Рассмотрим лопастную систему с относительным вращением предвключенной секции / относительно основной секции II (рис. 85). При одинаковой угловой ско рости вращения они образуют единую лопастную систему без угла атаки на линии раздела. Возьмем какой-то режим работы и рассмотрим два состояния 1) секции соединены друг с другом жестко и вращаются с одинаковой угловой скоростью 2) секция / не связана с секцией II и имеет возможность вращаться относительно секции II. Для качественного рассмотрения можно положить, что расходы в том и другом случаях одинаковые, а коэффициенты потерь не зависят от угла атаки. [c.192]

Условия мажорирования частотной характеристики САРС машинного агрегата с ДВС определяются следующими допущениями а) текущее значение частоты может совпадать с одной из собственных частот механического объекта регулирования б) необратимые потери энергии при колебаниях в центробежном измерителе угловой скорости отсутствуют в) потери энергии х и колебаниях в механическом объекте регулирования характеризуются постоянным коэффициентом поглощения, определяемым по параметрам низкочастотных резонансных колебаний силовой цепи ыашпны г) при наличии амплитудно-импульсных звеньев процесс управления принимается непрерывным д) постоянная времени центробежного измерителя, а в системах непрямого регулирования и постоянные времени сервомоторов принимаются равными своим минимальным значениям е) расчетный скоростной режим САРС соответствует минимальной степени неравномерности регулятора. [c.141]

При диагностировании гидросистемы контролируются параметры пл — угловая скорость планшайбы — давление у насоса — давление на входе гидромотора Qq — расход насоса Ок.вых — расход на сливе предохранительного клапана Мгм — момент на валу гидромотора Рзаж, раз — давления в системе зажима и разгрузки планшайбы соответственно . Si зол и б зоя — перемещения золотников гидропанели. Знак + свидетельствует о том, что величины указанного параметра находятся в пределах, близких к нормальным знак — указывает на значительное отклонение параметра от нормальных значений. Анализ данной схемы подтверждает, что при выполнении проверок и измерении указанных параметров представляется возможным обнаружение основных дефектов. На схеме основная цепочка работоспособности проходит но линии параметров СОпл дв, Pi, Рзат, Р раз, Мгм- в этом случае гидравлическая и электрическая системы работоспособны и дефекты находятся в механической системе стола. Обозначенные связи предлагают возможную последовательность поиска дефектов гидросистемы поворотного стола. Для дальнейшего поиска дефектов и анализа работоспособности гидросистемы целесообразно провести проверку электрической системы. При наличии нескольких конечных выключателей ВК, электромагнитов, реле давлений и электрических реле, управляющих работой электропривода и гидроаппаратуры, а также взаимных блокировок, полная схема диагностических проверок представляется достаточно сложной. Однако, для обнаружения причин отсутствия функционирования может использоваться упрощенная схема, показанная на рис. 3, б. Наличие дефектов механической системы стола может быть выявлено проверкой по схеме рис. 3, в. Однако выявление и интерпретирование дефектов механической системы при нефункционирующем объекте усложнено отсутствием контроля необходимых параметров, и в ряде случаев необходима частичная разборка узла или замена некоторых механизмов. Функционирующий стол может быть работоспособен и неработоспособен. Неработоспособный стол характеризуется выходом за допустимые пределы основных параметров, т. е. наблюдается потеря точности, быстроходности, а также значительно возрастают нагрузки в приводе и механизме фиксации. Потеря точности зависит от следующих факторов нестабильности скорости планшайбы в момент фиксации Дшф, нестабильности давления в системе поворота ДРф и разгрузки АР раз, наличия зазоров в механизме фиксации и центральной опоре, нестабильности характеристик жесткости упоров и усилий фиксации. Потеря быстроходности зависит от расхода Q и давления в системе поворота Р и разгрузки Рраз. от наличия колебательного движения планшайбы, характеризуемого коэффициентом неравномерности — б , и от длительности процесса торможения <тор- Высокие динамические нагрузки в приводе и механизме фиксации F определяются величинами скорости поворота и фиксации, давлением в системе поворота и разгрузки, [c.86]

Колебания конструкции ЛА в полете вызывают изменение аэродинамического давления на колеблющейся поверхности, что в свою очередь сказывается на характере самих колебаний. Различают два вида аэродинамических сил зависящие от перемещений (так называемые силы аэродинамической жесткости) и силы, определяемые поперечными скоростями перемещений (силы аэродинамического демпфирования). Для малых перемещений принята линейная зависимость сил от местных углов атаки. Аэродинамические силы являются потенциальной причиной потери устойчивости. Величины коэффициентов аэродинамических сил зависят от формы перемещении колеблющейся поверхности, ее геометрии и скорости набегающего потока. В зависимости от режима полета применяют те или иные аэродинамические теории несжимаемого потока, дозвукового, трансзвукового, сверхзвукового и гиперзвукового. На практике используют методы расчета аэродинамических характеристик при определенных допущениях. Согласно гипотезе стационарности аэродинамические характеристики крыла, движущегося с переменной линейной и угловой скоростями, заменяются в каждый момент времени аэродинамическими характеристиками того же крыла, движущегося с постоянными линейной и угловой скоростями. Распрост-раиенной также является гипотеза плоских сечений, по которой предполагают, что любое сечение крыла конечного размаха обтекается так же, как сечение крыла бесконечного размаха. Для крыла достаточно большого удлинения обычно принимают, что хорды, перпендикулярные оси жесткости, при колебаниях не деформируются. Толщину и кривизну крыла (оперения) предполагают малыми (по сравнению с хордой). [c.484]

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]

В сл) ае увеличения момента нагрузки на валу гидромотора 1 за счет роста объемных потерь снизится угловая скорость вала и, следовательно, расход в сливной гидролинни. Перепад на дросселе 4 уменьшится, и р станет меньше Ро, в результате поршень цилиндра 3 под действием пружины сместится влево и увеличит наклон диска и подачу насоса, восстановив тем самым значение =(йз. Соответственно увеличение по сравнению с <оз приведет к росту давления Р] относительно Ро и уменьшению подачи насоса. Изменение -направления движения выходного звена гидропривода осуществляется двухпозиционным распределителем 5. Благодаря возможности регулирования проводимости дросселя 4 можно изменять коэффициент усиления системы стабилизации угловой скорости выходного вала. [c.320]

Удельные нормы расхода проволоки рассчитаны по формуле (2). Значения коэффициентов расхода проволоки приняты [12] для автоматической сварки 1,02 для сварки полуавтоматической и электрозаклепками 1,03. Удельные нормы расхода флюсов рассчитаны по формуле (8). Значения коэффициентов расхода флюса приняты [12] 1) для швов стыковых и угловых соединений без скоса кромок и с отбор-товкой автоматическая сварка 1,3, полуавтоматическая сварка 1,4 со скосом кромок соответственно 1,2 и 1,3 2) для швов тавровых соединений без скоса и со скосом кромок для автоматической сварки 1,1 полуавтоматической сварки 1,2 3) для электрозаклепочных соединений в пределах 2,7—3. Приведенные коэффициенты расхода проволоки и флюса отражают потери материалов, связанные с техникой и технологией производства. [c.75]

Мощность потерь в 11одвеске и движителе определяется теоретической скоростйо vo, независимо от буксования, поскольку угловая скорость (Ок = Мдв и тр (йтр — передаточное число трансмиссии). Следует отметить, что если при определении коэффициента f учитывались все составляющие потерь на качение, то /дв = 0. [c.146]

Строго говоря, крутящий момент является функцией как от у-гловой скорости в данный момент времени, от которой зависят силы трения и гидравлические потери.двигателя, так и от угловой скорости в момент времени от которой зависят коэффициент подачи топливных насосов, качество распыливания у дизелей, а также скорости во всасывающих трубопроводах газовых и карбюраторных двигателей. Мы будем пренебрегать различием этих угловых скоростей ввиду их малости. [c.41]

Для осуществления ОВФ не обязательно использовать светопровод, применение которого часто ограничивается лучевой стойкостью. Снекл-неоднородное излучение может просто рассеиваться в неограниченной среде. Однако при этом из-за естественной угловой расходимости 0 пороги ВРМБ будут очень высоки. Для их снижения применяют фокусировку излучения в объем рассеивающей среды. Условия реализации ОВФ при фокусировке принципиально не отличаются от условий в светопроводе. Различие заключается лишь п изменении количественных требований на угловую расходимость пучка. Это связано с тем, что в отличие от светопровода при ОВФ с( )окусировапных пучков важную роль играют дифракционные потери обращенной к накачке стоксовой волны и зависимость коэффициента бриллюэновского усиления от поперечной координаты. Оптимальная структура обращенного поля устанавливается на основе баланса между процессами дифракции и усиления. Для сфокусированных пучков условия реализации э( х )екта ОВФ несколько ухудшаются по сравнению со светопроводом [27, 52] — превышение [c.165]

Графическая (или табличная) зависимость момента на турбине от ее угловой скорости со , полученная при фиксированных неизменных оборотах насоса ( = onst), называется внешней или канонической (рис. VI 1.1, в). Для зоны слева от точки А момент на турбине — Mj, + Л1 а, I, а М а > О (положителен). Зона справа от точки А является нерабочей направляющий аппарат превращается в тормоз и дает отрицательное значение реактивного момента (Мн.а<0). при этом < М , а < 1. Коэффициент полезного действия гидротрансформатора изменяется по закону, близкому к квадратичной параболе. Такое изменение к. п. д. определяется преимущественно характером ударных потерь жидкости в круге циркуляции. Для сравнения на рассматриваемом графике приведен закон изменения к. п. д. гидромуфты (штрих-пунктирная прямая) т]г = Из сравнения вытекает важный вывод до тех пор, пока 1, > "Пг- Следовательно, ГДТ по сравнению с гидромуфтой на основном режиме работы не только обеспечивает автомобилям лучшую динамику, но также существенно улучшает и их экономичность. [c.169]

Пример резонатора телескопического типа хорошо демонстрирует повышенные селективные свойства неустойчивых резонаторов, формируюш,их световые пучки с высокой степенью пространственной когерентности. Как известно, с точки зрения угловой селекции выгоднее работать в условиях относительно больших дифракционных потерь, так как дифракция обеспечивает срыв генерации в первую очередь мод высоких порядков. Поскольку для неустойчивого резонатора дифракционные (геометрические) потери всегда велики, то при его использовании фактически не требуется принимать какие-либо меры по дополнительной селекции поперечных мод. Лазер с неустойчивым резонатором генерирует обычно только основную поперечную моду (моду ТЕМоо) при этом часто достигается дифракционный предел расходимости. Заметим, что с точки зрения направленности излучения желательно иметь более высокие значения коэффициента расширения М (более высокие значения Л/дкв)- [c.211]

Для расчета частотной характеристики коэффициента прохождения звука (41.18) следует задать механический импеданц йзлучателя. Если излучателем звука является тонкостенное кольцо с угловой резонансной частотой (Оо и массой (на единицу площади) М1, то без учета механических потерь можно записать [c.325]

Как следует из выражения (4.33), потери мощности в системе подрессоривания связаны с плавностью хода машины, так как хода катков зависят от амплитуд (ф , z ) и фаз (Рф, р ) угловых и вертикальных колебаний. В то же время параметры плавности хода зависят от характеристик амортизаторов через эквивалентный коэффициент сопротивления амортизаторов Гу. Поэтому пред-ставдяет интерес выявить общие зависимости потерь мощности в системе подрессоривания и плавности хода от характеристик амортизаторов на прямом и обратном ходе, от их количества и характеристик упругих элементов. [c.171]

Влияние радиуса скругления угловой точки в районе критического сечения на интегральные характеристики приведенных на рис. 3.30 сверхзвуковых конических сопел по результатам расчетных и экспериментальных исследований показано на рис. 3.32. Помимо коэффициента расхода сопел, зависимость которого от величины радиуса скругления была рассмотрена при анализе рис. 3.13, на рис. 3.32 дана зависимость от величины Т 2 трех значений коэффициентов импульса, удельного импульса и относительного импульса, определяемых соотношениями (1.43), (1.44) и (1.45). Следует отметить, что расчетные значения коэффициентов импульса приведены без учета трения в сверхзвуковой части, однако, как отмечалось в предьщугцем разделе, величина потерь импульса на трение для рассматриваемых сопел относительно невелика и составляет значительно меньше 0,5% от идеального импульса. В силу специфики определения каждого коэффициента импульса характер их изменения различен при изменении Т 2- [c.97]

По приведенным на рис. 3.64 данным достаточно очевидно, в какой области значений тг увеличение угла сужения дозвуковой части 0 р приводит к снижению или к увеличению потерь тяги сопла. На режиме истечения перерасширенной реактивной струи и режиме, близком к расчетному, увеличение угла 0кр, т. е. уменьшение коэффициента расхода приводит к увеличению потерь тяги сверхзвуковых сопел. При тг > тг расч т. е. на режиме истечения недорасширенной реактивной струи потери тяги сверхзвуковых сопел с 0 р = 90° ниже, чем с 0 р = 0°, т. е. просматривается аналогия со звуковыми сужаюгци-мися соплами. Так же как и для звуковых сопел, использование безотрывного контура в дозвуковой части при 0 р = 90° (скругление угловой точки) приводит к увеличению коэффициента расхода сопла и к некоторому снижению потерь тяги (или потерь импульса) по сравнению с дозвуковой частью без скругления (0 р = 90°). Однако выбор более плавной формы дозвуковой части (в виде контура эталонного сопла) дает наибольшее из рассматриваемых способов снижение потерь тяги сверхзвукового конического сопла на расчетном режиме и режиме перерасширения реактивной струи (вариант С-1). [c.131]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...