Модели потока рабочего тела

МОДЕЛИ ПОТОКА РАБОЧЕГО ТЕЛА [c.41]

Модель ДРОС, предназначенной для ЦНД мощных турбин, в целях приближения к натурным условиям работы необходимо исследовать в отсеке с последующей осевой ступенью. Поскольку ДРОС в ЦНД является первой, то влияние на ее характеристики предшествующих ступеней отсутствует. Испытание модели ДРОС в отсеке преследует, главным образом, цель изучения влияния неравномерности потока рабочего тела на выходе ДРОС на характеристики последующей осевой ступени. Представляет интерес также обратное влияние осевой ступени на радиально-осевую. [c.174]

В связи с тем что потоки рабочего тела в проточной части и утечки являются величинами разных порядков, даже незначительная нестабильность элементов в цепях, моделирующих потоки через сопловые и рабочие решетки, и связанные с этим колебания потенциалов в узловых точках модели могут повлечь за собой существенные количественные ошибки при определении утечек. Более того при этом возможно даже искажение качественной картины, в результате чего не будет уверенности в правильном определении направления некоторых утечек, что весьма важно при расчете теплообмена между элементами турбины (особенно, дисками) и рабочим телом на этих участках. Поэтому в цепях, моделирующих потоки в проточной части, необходимо применять элементы повышенной стабильности. [c.221]

Малые колебания расхода, вызванные реальной сжимаемостью (термической и гидромеханической) потока рабочего тела, и давления в пределах отдельного элемента достаточно корректно определяются способом, уже примененным нами в гл. 4 при анализе модели теплообменников с сосредоточенными параметрами (при изолированном решении уравнений сплошности и движения, см. рис. 4-11). [c.127]

Ниже анализируются различные математические модели теплообменников, плотность рабочего тела в которых сильно изменяется три изменениях температуры (энтальпии) и давлении. Соответствующие изменения расхода велики и существенно влияют на температурные характеристики теплообменников, так что при ре-щении уравнений сохранения относительно температуры (энтальпии) отказаться от учета уравнения сплошности не представляется возможным. Для всех моделей сделано допущение о гомогенности потока рабочего тела. [c.224]

Различные подходы к решению задачи выбора оптимальных параметров возникают последующей причине. В уравнении к. п. д. T)ii, записанном для одномерной модели течения и используемом при анализе (см. приложение I), не учитывается размерность потока в направлении, перпендикулярном к средней линии тока. Уравнение неразрывности привлекается на завершающем этапе для определения высот лопаток, когда величины j/ q и уже выбраны. Такая ситуация, неизбежная при одномерном расчете, требует наложения ограничений, косвенно учитывающих расход рабочего тела и определяющих конечную высоту проточной части. 1ри одномерном расчете осевых ступеней подобным ограничением является предварительное задание значения расходной составляющей скорости jz (фактически при заданных расходе и плотности рабочего тела), определяющее площадь проходного сечения проточной части. Задание такого ограничения целесообразно и естественно также при расчете РОС. Некоторые авторы при исследованиях задают величину угла Ра- например [36, 68, 80]. Различие постановок задачи оптимизации величин и р определяется [c.23]

ТТ с влажным паром. В существующих моделях тепловых труб предполагается, что пар является сухим. Однако в реальных условиях в паровом потоке всегда будут находиться капли жидкой фазы рабочего тела, причина появления которых различна механический вы- [c.12]

Температуры рабочего тела в точках 1, 8 и 12 следует принять неизменными и равными 643, 383 и 303 К соответственно, отнеся их к совокупности внешних факторов модели ПТУ. Значение первой температуры обусловлено ограниченной термической стабильностью ДФС, второй — стремлением максимально снизить температуру конденсации в прямом цикле установки с учетом технически достижимого вакуума в конденсирующем инжекторе, а относительно третьей температуры необходимо сделать следующее замечание. В п. 2.4 показано, что с уменьшением температуры жидкости на входе в конденсирующий инжектор при прочих равных условиях давление потока на выходе из него и энергетическая эффективность ПТУ в целом возрастают. Минимально допустимое значение 7/г определяется температурой плавления ДФС 7пл = 282 К [103]. При температурах, незначительно превышающих Гпл, вязкость ДФС велика, поэтому для сокращения потерь давления в процессе 9 —12, основываясь на результатах оптимизации поверхностных конденсаторов, Г/г следует назначать на 15. .. 20 К больше Тпл, что и приводит к значению 303 К. [c.160]

Перейдем теперь к рассмотрению модели первого уровня оптимизации ПТУ второй схемы, циклы которой изображены на рис. 9.2. В качестве независимых переменных целевой функции модели этой установки целесообразно использовать давление торможения парового потока на выходе из первой ступени турбины р2 и температуру жидкости на входе в конденсирующий инжектор Т]2. Если выбор первой из них достаточно очевиден, то относительно Т12, которая в модели ПТУ первой схемы принималась неизменной, необходимо сделать следующее замечание. С одной стороны, по мере уменьшения значений Тп давление потока на выходе из конденсирующего инжектора возрастает, что способствует повышению энергетической эффективности ПТУ. С другой стороны, при снижении значений Г/г происходит уменьшение кратности циркуляции D = ij— te)/(is — L12) и в соответствии с уравнением (2.18) — уменьшение массового расхода рабочего тела, проходящего через вторую ступень турбины и поверхностный конденсатор к жидкостному соплу конденсирующего инжектора Шц. , что ведет к снижению мощности второй ступени турбины и КПД в целом. Указанный неоднозначный характер влияния Г/2 на эффективный КПД ПТУ второй схемы т эф п определяет необходимость включения Г/г в число оптимизируемых параметров. При этом остаются в силе высказанные ранее соображения по поводу минимально допустимого значения Т,2. [c.162]

Температуры рабочего тела в узловых точках цикла I и 8, а также давление торможения потока на выходе из второй ступени турбины р4 следует включить в совокупность внешних факторов модели ПТУ первого уровня. При этом значения Ti и Та остаются одинаковыми для обоих типов установок. При задании величины р4 необходимо принимать во внимание следующие обстоятельства. С уменьшением значений р4 энергетическая эффективность ПТУ возрастает за счет сокращения потери работы прямого цикла, которая пропорциональна площади 4—5—6—5— 14—7—4) (см. рис. 9.2). Уменьшение этой площади при неизменном давлении ps ограничивается величиной технически достижимого вакуума в поверхностных конденсаторах. Поэтому с учетом потерь давления в регенераторе второй ступени и поверхностном конденсаторе давление р4 назначалось равным 1 10" Па. [c.162]

Так как рабочими телами в модели и в реальном деаэраторе являются вода и водяной пар одинаковых параметров, то этим и обеспечивается одинаковость физических свойств потоков в модели и образце. [c.73]

Электродвижущая сила термопар измерялась потенциометром малых сопротивлений типа ПМС-48 с соответственно подобранными к нему по своим характеристикам гальванометрами типов ГЭС-47 и ГМП. Модель в рабочем участке аэродинамической трубы устанавливалась на боковой трубчатой державке из стали с внешним диаметром 13 мм, навинченной на впаянный в тело медный штуцер, и удерживалась в потоке специальным координатником с тремя степенями свободы (подъем, опускание и поворот в горизонтальной плоскости). Полые штуцер и державки служили одновременно выводом для термопар и трубок с охлаждающей водой. [c.259]

Лучше всего модели теплообменника с сосредоточенными параметрами отвечает смесительный коллектор, динамические процессы в котором, очевидно, описываются зависимостями (4-63). Однако ввиду малой величины сопротивления по рабочему телу и емкости коллектора целесообразно учитывать в расчетах лишь изменение температуры потока, т. е. передаточные функции [c.111]

Для предотвращения попадания продуктов горения в рабочую полость радиометра через нее продувался воздух с постоянным расходом 2,5 л/мин. Тарировка радиометров производилась на модели абсолютно черного тела, В качестве регистрирующего прибора использовался самопишущий потенциометр КСП, подключение к которому осуществлялось через медный компенсационный провод. Всего на поверхности располагалось 5 радиометров в центре и па том же расстоянии от центра, что и датчики суммарного теплового потока. [c.190]

Для идеального газа величины / , / у, Ос могут быть выражены [2] через параметры заторможенного газового потока температуру торможения Г и полное давление / . Пренебрегая процессами накопления рабочего тела в сопле (безынерционная модель), а также внутренними потерями на трение, можно считать, параметры 7 и остаются неизменными по длине сопла в любом сечении сопла. Температура Т и статическое давление газа р изменяются пропорционально значениям Т и р соответственно. Поэтому, используя известные соотношения [2], можно получить [c.143]

Проектируемая ракета в виде тела вращения имеет скорость К. =-= 1000 м/с на высоте // = 10 км. Определите параметры воздушного потока в закрытой рабочей части сверхзвуковой трубы, обеспечивающие аэродинамическое подобие по силам сопротивления трения и силам, вызванным влиянием сжимаемости, натурной ракеты и ее модели, уменьшенной в 20 раз. Температура воздуха в форкамере аэродинамической трубы = 288 К. [c.76]

Схема А. т. Простейшая схема А. т. изображена на фиг. 1 и представляет собой открытый канал, состоящий из трех частей коллектора а, рабочей части б и диффузора в внутри рабочей части помещается исследуемое тело специальный вентилятор г, приводимый в движение мотором д, создает искусственную струю воздуха, набегающую на модель аэродинамич. силы, действующие на испытываемое тело, замеряются специальными весовыми приспособлениями (см. Аэродинамические весы). Аэродинамич. сила, действующая по направлению потока, называется силой лобового сопротивления. [c.13]

Во многих случаях рассматривают более простую — двухмерную задачу, когда поток плоскопараллельный и картина обтекания одинакова по всей длине тела. Имитация бесконечно длинного тела достигается постановкой на концах модели тонких шайб большого размера, препятствующих затеканию жидкости с торцов, либо упором модели в стенки трубы с рабочей [c.40]

Описанные процессы силового, массообменного, акустического и теплового взаимодействий рабочего и окружающего газов, наблюдаемые в затопленных струях, имеют место и в свободных спутных струях (см. рис. 1.2, а). Если скорость спутного потока невелика, то процесс формирования струйного течения качественно не отличается от описанного выше При сверхзвуковых скоростях газов выравнивание статических давлений на кромке сопла, где струйный и спутный потоки встречаются впервые, сопровождается образованием исходящих от острой кромки сопла газодинамических разрывов — скачка уплотнения, центрированной волны разрежения или слабого разрыва. Определение типов исходящих в разные газы волн составляет задачу о распаде произвольного стационарного разрыва. Эта задача подробно рассматривается ниже в рамках моделей невязких газов. Решение ее существенно осложняется, если есть необходимость считать газы вязкими, а кромку сопла не острой. В этом случае в окрестности кромки сопла формируется тороидальная донная область с циркуляционным течением. Сильное силовое взаимодействие струйного и спутного газов происходит на некотором удалении от кромки и по характеру напоминает течение в ближнем сверхзвуковом следе за телом. В рамках модели невязкого газа возникающие в результате распада разрывы и исходящие с кромки сопла волны течения за ними разделяются поверхностью тангенциального разрыва. В реальных газах вдоль них, как и на границе затопленной струи (см. рис. 1.2), происходит смешение струйного и спутного газов. Криволинейность в общем случае тангенциального разрыва является причиной возникновения висячего скачка уплотнения внутри волны разрежения, если она образуется в результате распада произвольных разрывов. Поэтому при любых ситуациях в струе рабочего газа образуются бочки, связанные с выходом на границу отраженных от оси скачков уплотнения и их рефракцией на тангенциальном разрыве. В реальных газах эти скачки, изменяя свою форму в слое смешения, выходят в спутный поток, а в струе за ними формируется новая бочка. Как и в [c.20]

В одномерных моделях параметры изменяются лишь вдоль одной пространственной (Координаты, направленной, по оси потока. По сечению канала параметры постоянны И равны среднему значению. Одно1Мфная математическая модель потока рабочего тела получается из ураюнений (2-1) — (2-3) путем прир иниваиия нулю производных но координатам л и г/. [c.42]

Условие k/ k — 1) = idem системы (3.1) означает, что рабочее тело натуры и модели должно быть одним и тем же. При переходе к иному рабочем.у телу соблюсти равенство критерия k/ k—l) для натуры и модели практически невозможно. Таким образом, при испытаниях модели на рабочем теле, отличающемся от натурного, динамическое подобие потоков газа оказывается нарушенным. [c.108]

Как следует из вышеизложенного, при сохранении указанных критериев постоянными, исследование натуры и модели происходит без сохранения подобия, и перенос опытных данных на натуру каждый раз требует экспериментального обоснования. Так, например, опытные данные работы [22] показали, что при п = = idem и = idem сохранилась постоянной для различных k величина (Тг/То) и почти не менялось отношение pllpb-При сохранении постоянными иных критериев могут остаться неизменными другие характеристики, однако их вид при изложенном выше подходе к сохранению подобия может быть достоверно определен только экспериментально. В связи с этим представляется целесообразным основываться при пересчете характеристик на условиях сохранения точного кинематического подобия потоков рабочего тела в проточной части натуры и модели, изложенных в п. 3.1. [c.137]

Учет раопределенности параметров парогенератора в направлении оси потока рабочего тела впервые сделан в 1953 г. [Л. 83]. С тех пор удалось найти аналитические решения для математических моделей как отдельных элементов парогенератора, так и всего парогенератора, в целом, но число этих решений весьма ограниченно. В большинстве случаев получить аналитические решения невозможно, и динамичеоюие характеристики могут быть шкле ы численно путем решения исходных уравнений на электронных вычислительных машинах (ЭВМ). [c.8]

Физическая модель теплообменника в виде канала с теплоемкими стенками, отделяющими поток рабочего тела от окружающей среды, в одномерной трактовке описывается системой уравнений (3-1) — (3-5). Для многих элементов парогенератора при анализе динамики температур можно пренебречь изменением плотности рабочего тела в переходном процессе, как это уже делалось в предыдущей главе. Условие p = onst приводит в этом случае к исключению из рассмотрения объемной аккумуляции рабочего тела (т. е. к неучету изменения массы рабочего тела в канале) в течение переходного процесса. При этом ограничения, накладываемые уравнением сплошности (3-1), снимаются, а переменная Dn(2, т) превращается во входную величину D (z, %) = = Db(0, t)= >i (t). Допущение p = onst без большой ошибки можно сделать для поверхностей нагрева со слабой зависимостью плотности от температуры и давления (экономайзер) или при малой величине плотности (пароперегреватель), когда влияние тепловой аккумуляции па инерционность процессов незначительно. [c.126]

Анализ установивилегося потока. Ввиду сложного движения потока рабочего тела в двигателе Стирлинга нелегко осуществить количественную оценку преимуществ одного рабочего тела перед другим без применения сложной математической модели и без использования ЭВМ. Более простым и приемлемым способом является рассмотрение режима установившегося потока, для которого аналогичное сочетание высоких теплопередающих свойств рабочего тела с низкими гидравлическими потерями также является очень важным. Данное обстоятельство довольно часто встречается в инженерной практике особенно большое значение это имеет в газоохлаждаемых ядерных реакторах. Халл дал прекрасную модель теплового расчета системы охлаждения ядерного реактора, и предлагаемый ниже метод является лишь его сокращенным вариантом, позволяющим провести сравнительную оценку различных теплоносителей (хладагентов). [c.133]

Основываясь на результатах работы [223], можно предположить, что использование устройств, раскручивающих охлажденный и подогретый составляющие потоки, покидающие вихревые трубы, может повысить эффееты энергоразделения вследствие увеличения степени расширения в вихре. Это предположение получило экспериментальное подтверждение в работах А.П. Меркулова и его учеников, а также в работах В. И. Метенина и других исследователей из различных научных центров как в нащей стране, так и за рубежом [40, 112, 116, 137, 222, 226, 243, 245, 260, 262, 263, 270]. Экспериментально и теоретически подтверждено влияние на качество процесса теплофизических характеристик рабочего тела, в том числе и показателя адиабаты [35—40, 112, 116, 152, 153]. Частично получил опытное подтверждение вывод о пропорциональности абсолютных эффектов охлаждения от температуры газа на входе в сопло-завихритель [112,137]. Однако существенные расхождения теоретических предпосылок с результатами экспериментальных исследований не позволяют сделать вывод о достоверности рассматриваемой физико-математической модели процесса энергоразделения. Прежде всего расхождение заключается в характере распределения термодинамической температуры по поперечным сечениям камеры энергоразделения вихревых труб. В гипотезе рассмотрен плоский вихрь, поэтому объективности ради следует сравнить эпюры температуры для соплового сечения. Согласно [223], распределение полной температуры линейно по сечению, причем значение максимально на поверхности трубы. Эксперименты свидетельствуют о существенном удалении максимума полной температуры от поверхности, причем это отклонение не может быть объяснено лищь неадиабатностью камеры энергоразделения [17, 40, 112, 116, 207, 220, 222, 226, 227-231, 245, 251, 260, 262, 263, 267, 270]. Опыты показывают, что эффективность энергоразделения существенно зависит от геометрии трубы и длины ка- [c.154]

Поставим задачу выяснения условий точного кинематического подобия течения в проточной части натурной и модельной ступеней при работе на различных рабочих телах. Будем считать, что геометрическое подобие соблюдено полностью и что можно пренебречь влиянием показателя изоэнтропы k на значения коэффициентов скорости ср и i 3. В соответствии с вышеизложенным полагаем, что критерии подобия Рг и ц/Н можно исключить из рассмотрения как маловлияющие, а течение в первом приближении — автомодельным по отношению к числу Re. Кроме того, примем, что углы выхода потока из сопловой и рабочей решеток сохраняются неизменными у натуры и модели. Возникающие при этом отклонения в значениях чисел Маха для натуры и модели и оценку его влияния на перенос данных ввиду сложности теоретического анализа необходимо рассматривать применительно к конкретным случаям моделирования радиально-осевых центростремительных ступеней. [c.109]

Исследованные на стенде ЭРТ-1 ступени являются моделями ДРОС, предлагаемых ЛПИ в качестве разделителей потока для двухпоточных ЦНД мощных паровых турбин. Модели спроектированы и изготовлены с масштабом моделирования 6,25, обусловленным производительностью воздуходувной станции лаборатории турбиностроения. При моделировании учитывалась разница физических свойств рабочего тела натуры и модели. Для натурной ступени использовался перегретый пар k = 1,3), для модельной — холодный воздух (k = 1,4). Поскольку соблюсти одновременно кинематическое и динамическое подобие достаточно сложно, при моделировании полностью соблюдено кинематическое подобие процесса в натуре и модели, а также максимально возможно сохранено геометрическое подобие. При этом числа Маха М(,1, Ми,. получаются как средние между их значениями, соответствующими М = idem и kW = idem. В области дозвуковых скоростей при Мд1 = 0,857 такой выбор числа М модели наиболее полно отвечает динамическому подобию процессов [53]. [c.121]

В ХПИ построена упрощенная модель для моделирования расходов рабочего тела в турбинах ХТГЗ им. С. М. Кирова, на которой производилось исследование распределения потоков пара в цилиндре высокого давления турбины К-300-240, состоящем из 11 ступеней. Блок-схема модели показана на рис. 108. В нее, кроме нелинейных элементов, компенсационных сопротивлений и источников Е для моделирования изменения реакции по высоте лопатки и насосно-эжекционного эффекта, входят линейные резисторы в цепях, моделирующих потоки в щелевых зазорах. Эти резисторы поставлены вместо нелинейных элементов, так как напряжения в рассматриваемых цепях, согласно предварительным расчетам, не выходят за пределы начальных (линейных) участков характеристик рассмотренных выше диодов. Следовательно, их применение в этих условиях теряет смысл. Модель же с применением линейных резисторов значительно упрощается. [c.230]

В этой связи пока единственными остаются экспериментальные методы определения эффективности тех или иных влагоулавливающих устройств. Начатые в 1955 г. в БИТМ опыты проводились на моделях турбин при малых окружных скоростях. В качестве рабочего тела использовалась воздуховодяная смесь, полученная путем впрыска в поток воздуха перед турбиной мелко распыленной форсунками воды. Такая методика привлекает простотой, но не позволяет моделировать тепловые процессы, протекающие в реальном потоке влажного пара. Результаты этих опытов позволили подробно исследовать механическую сторону явления сепарации при малых окружных скоростях рабочего колеса. [c.373]

Ячеечной моделью оценивают функции распределения параметров рабочего тела в последовательно соединенных емкостных аппаратах с мешалками, при интенсивном перемешивании потоков в абсорбционных и экстракционных колоннах, в выпарных аппаратах с погружными горелками и в первом приближении — в аппаратах с псевдоожи-женными слоями [43, 62]. [c.290]

Тепловой поток Q, который падает на кладку стен, п на нагреваемый материал, частично поглощается им —( погл, частично отражается — QR. Отраженный поток QR суммируется с собственным излучением Q oб кладки, шихты и материала и процесс отражения повторяется много раз, почти как в модели абсолютно черного тела. Поэтому степень черноты кладки печи равна 0,9 или больше. Но нагреваемый материал может иметь другую степень черноты, чем кладка, и это значительно усложняет теплообмен в рабочей камере печи. [c.211]

В такой модели предполагается, что в теплообменниках, нагревателе и холодильнике существует бесконечно большой тепловой поток и обеспечиваются изотермические условия. Поэтому рабочее тело в теплообменниках имеет всегда или максимальную температуру Те, или минимальную Тс- Температура рабочего тела в цилиндрах, изменяющаяся в течение цикла, находится в пределах температур и Тс. Все остальные перечисленные выше важнейшие предположения, относящиеся к циклу Шмидта, справедливы для обобщенной теории Финкельштейна, поэтому этот анализ также является идезлизированным. [c.46]

В случае относительно узкой зоны больших тепловых нагрузок (что имеет место, например, в кристаллизаторах и в ИПХТ-М для получения слитка) задача теплосъема несколько облегчается в связи с растеканием тепла вверх и вниз от зоны максимальных тепловых нагрузок по телу охлаждаемой стенки (см. рис. 13, б). Такое же явление, но с трехмерным растеканием в плоскости стенки наблюдается при концентрированном выделении тепла на рабочей поверхности в случае переброса дуги на стенку тигля или кристаллизатора (см. 9). На рис. 15 показаны значения коэффициента растекания ф = Явтах вычисленные для двумерной модели в [33]. На рис. 15 и тах — плотности тепловых потоков подводимого к поверхности стенки в зоне высоких нагрузок и снимаемого водой (максимальное значение). [c.40]

Так как все универсальные характеристики сняты при установившихся режимах работы испытуемой модели турбины, то нужно обосновать возможности их использования при гидравлическом ударе, т. е. при неустановившихся режимах. При неустановившемся режиме происходит как изменение скорости воды в турбине, так и скорости враш ения турбины, при одновременном движении ее регулирующих органов. Гидродинамическое взаимодействие потока жидкости и покоющегося или движущегося тела зависит от абсолютной величины и направления относительной скорости набегающего потока.- При нарушении установившегося режима это взаимодействие изменяется, так как за то время, пока частица жидкости проходит мимо регулирующих и рабочих органов, они меняют свое положение по отношению к набегающему с различной скоростью потоку. Ясно, что чем меньше за данный промежуток времени эти изменения, тем меньше будет отличаться гидродинамическое взаимодействие от стационарного, установившегося, соответствующего какой-то средней величине. [c.156]

В случае симметричных каверн практическое значение имеют форма каверны и лобовое сопротивление. Согласно экспериментальным и теоретическим данным для стоек и лопаток с длинными кавернами конечных размеров, каверна по форме близка к эллипсоиду, а лобовое сопротивление линейно зависит от числа кавитации. На фиг. 5.28 и 5.29 приведены зависимости теоретических значений ширины и длины каверны от числа кавитации при обтекании клиньев безграничным потоком, рассчитанные Перри [57] методом Плессета и Шеффера (модель Рябушинского) [58]. Там же представлены результаты измерений форм каверн за плоской пластиной, цилиндром и клиньями, полученные Уэйдом [906] в высокоскоростной гидродинамической трубе Калифорнийского технологического института. Эксперименты охватывали диапазон от течений с полностью развитой кавитацией до течений с частично развитой кавитацией. Неза-черненные значки на фиг. 5.29 соответствуют прозрачным кавернам, а зачерненные—-кавернам, заполненным смесью газовых пузырьков и воды. Испытываемые тела устанавливались горизонтально поперек плоской рабочей части трубы шириной 74 мм и высотой 356 мм. Отношение максимальной толщины тела к высоте рабочей части трубы составляло 0,027. Скорость течения изменялась в пределах от 7,83 до 12,2 м/с, что соответствовало интервалу чисел Рейнольдса от 0,6- 10 до 10 . Точного совпадения экспериментальных и теоретических данных ожидать не приходится, так как рабочая часть трубы имеет конечные размеры и, кроме того, в ней существует градиент давления в на-правлерши течения. Теоретически же рассматривается неограниченное течение с постоянным давлением во всей области течения. Сравнение показывает, что экспериментальные результаты в целом согласуются с теоретическими, но, как правило, экспериментальные значения ширины и длины каверны при том же числе кавитации больше. [c.227]

Так, при исследовании общей кипематич. картины и динамич. взаимодействия потока с твердым телом нрн стационарном вынужденном движении несжимаемой жидкости параметрами, определяющими процесс, являются характерный размер I, кинематич. вязкосп. жидкости V, заданная по условию скорость набегающего нотока 0. Если движение рассматривается как чисто вынужденное (т. е. в предположении, что влиянием силы тяжести можно пренебречь), то эти три параметра связываются одним только ограничительным условием = 1, или Ле" = Не, гдо Не i o /v —. критерий Рейнольдса. В данном случае Л = 3 и 5=1 чис.ло степеней свобод . равно двум. Это значит, что экспериментатор может произвольно задаться двумя параметрами модели напр., выбрать рабочую среду, в частности сохранить натурную жидкость (А 1, V" = V ), и размер модели. После этого скорость V" определяется единственным возможным образом. Если действием силы тяжести пренебречь нельзя ( тяжелая жидкость ), то следует ввести еще одно ограничительное условие кук к — 1, или/ г = = Рг , где Рг — критерий Фруда и — ускорение силы тяжести. Присоединение этого условия уменьшает число степеней свободы па единицу (т. к. kg = ). Теперь уже невозможно сохранить в моделп натурную жидкость, что во многих случаях очень удобно, а иногда практически необходимо. Действительно, сопоставление обоих ур-ний для множителе]) преобразования (нри к = 1) дает к = //с и к = = УК отсюда видно, что при = 1 модель вполне тождественна натуре. [c.264]

Экспериментальное изучение обтекания тел потоком с околозвуковой скоростью в аэродинамич. трубах представляет значительные трудности из-за сильного влияния в этом диаиазоне скоростей границ воздушного потока (стенок трубы или границ свободной струи) на обтекание помещенных в него моделей. Эти трудности преодолеваются применением аэродинамич. труб, у к-рых стенки рабочей части перфорированы или имеют ряд щелей отверстия или щели гасят возмущения, идущие от модели к стенке. [c.485]

Для исследования обтекания тел высокотемпературным потоком используется течение в рабочей пробке. Чем дальше вправо от диафрагмы Д располагается модель, тем больше продолжительность времени tpaб работы трубы, так как по мере этого удаления (до известного предела) растет длина пробки. [c.47]

Пример, Рассмотрим результаты проведения лабораторной работы в дозвуковой трубе. В такой трубе, имеющей небольшую скорость движения воздуха в рабочей части (несжимаемый поток), измерялось распределение давления на модели тела вращения, общий вид которой показан на рис. 5.1.11. Размеры модели, мм Гмид=45 Хт=Ш д ц = 46 д к = 182 Гдон=34. На этом же рисунке показано размещение дренажных отверстий в семи поперечных сечениях модели. Относительные координаты 1с= =х1хк этих сечений, а также координаты дренажных отверстий г — г/гышд, у=у1л приведены в табл. А. [c.259]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...