Динамический срыв

Если ускорение газа велико (из-за сравнительно большого теплового потока qw), то интенсивность динамического срыва J(.32) может стать недостаточной, чтобы успевать подстраивать Хз под быстро растущее a i(z), т. е. будет [c.232]

При полете вперед углы атаки сечений лопасти меняются по первой гармонике со значительной амплитудой, а также по более высоким гармоникам. Это оказывает сильное влияние на срывные характеристики винта. Дело в том, что срыв в условиях нестационарного обтекания (так называемый динамический срыв) существенно отличается от срыва при установив- [c.798]

Экспериментальные и теоретические исследования последних лет раскрывают общую картину развития динамического срыва, хотя еще нельзя сказать, что протекание срыва в нестационарных условиях полностью изучено. Рассмотрим профиль, угол атаки которого периодически изменяется с большой амплитудой от значения, намного меньшего критического угла атаки в стационарных условиях, до значения, превосходящего угол атаки начала динамического срыва. Такой диапазон типичен для первой гармоники изменения угла атаки при полете вперед, причем среднее его значение соответствует большому значению параметра нагружения Ст/а, При увеличении угла атаки срыв затягивается вследствие нестационарности, так что линейный закон изменения подъемной силы и небольшие моменты на профиле сохраняются при значениях угла атаки, превышающих критический угол атаки в стационарных условиях. После того как угол атаки профиля превысит угол атаки начала динамического срыва (который в свою очередь зависит от скорости а изменения угла атаки), подсасывающая сила на передней кромке профиля пропадает, а с поверхности вблизи передней кромки начинает отходить пелена интенсивных поперечных вихрей. Эти вихри движутся над верхней поверхностью профиля по направлению к задней кромке со скоростью, значительно меньшей, чем скорость набегающего потока. Вызванное вихрями возмущение поля давления приводит к смещению назад области разрежения. В возникшем переходном процессе [c.799]

Экспериментальные исследования динамического срыва обычно проводятся как н.а винтах, так и на крыльях в плоскопараллельном потоке. В последнем случае применяются установки, позволяющие производить периодические изменения угла атаки крыла, установленного в аэродинамической трубе. Среднее значение и амплитуда изменения угла атаки, а также частота колебаний выбираются таким образом, чтобы они соответствовали условиям работы сечения лопасти винта. При этом среднее значение и амплитуда колебаний угла атаки должны быть достаточно велики и близки по величине. Частота колебаний должна соответствовать частоте вращения винта (одно колебание за один оборот винта). Установка должна обеспечивать возможность измерения давлений, нагрузок в сечении и других параметров в течение цикла колебаний. Иллюстративный пример экспериментальных аэродинамических характеристик профиля колеблющегося крыла показан на рис. 16.2 (на самом деле экспериментальные данные характеризуются большим разбросом величин нагрузки при уменьшении угла атаки). Приведенные кривые свидетельствуют о том, что срыв при больших скоростях увеличения угла атаки сильно затягивается, а нагрузки значительно превышают статические. Как видим, имеет место гистерезис изменения нестационарных нагрузок, поскольку подъемная сила и момент зависят не только от текущего значения угла атаки, но и от истории движения профиля. [c.800]

В работе [Н.26] описано экспериментальное исследование динамического срыва. Были измерены нагрузки на плоском профиле в процессе его движения при линейном возрастании угла атаки с течением времени. Для углов атаки, значительно превышающих ass, получены весьма большие значения коэффициентов подъемной силы и, момента при возникшем переходном процессе. В условиях динамического срыва разрежение на передней кромке исчезало одновременно с перемещением области разрежения назад по верхней поверхности профиля. Характер таких возмущений давления указывает на то, что при динамическом срыве с передней кромки профиля сходит слой поперечных вихрей. Возникновение в переходном процессе весьма большой подъемной силы является результатом возмущения давления, вызванного вихрями, и затягивания срыва. Большой пикирующий момент, возникающий в переходном процессе, вызван разрежением, перемещающимся назад по верхней поверхности профиля. При малых скоростях увеличения угла атаки созданная вихрями нагрузка невелика, так что нестационар-ность проявляется в возрастании максимальной подъемной силы вследствие затягивания срыва. Как видно на рис. 16.6, измеренные значения максимальных коэффициентов подъемной силы [c.810]

Способ введения характеристик динамического срыва в расчеты аэродинамических нагрузок лопасти несущего винта описан в работах [J.26, J.28]. В основу положены экспериментальные данные работы [Н.26] по максимальным переходным нагрузкам. Принято, что сходящие с передней кромки при динамическом срыве вихри быстро вызывают увеличение подъемной силы и момента до максимальных значений, после чего происходит быстрое падение этих значений до стационарных. Поэтому при вхождении в срыв происходит импульсное нарастание подъемной силы и момента на пикирование, что вызывает движение лопасти и характерные для срыва изменения нагрузок. Величины коэффициентов подъемной силы и момента при динамическом срыве в зависимости от скорости изменения угла атаки описываются соотношениями [c.812]

Полученные таким образом величины подъемной силы хорошо согласуются с результатами измерений на колеблющихся профилях. Описанный метод позволяет повысить точность расчета характеристик винта. Без учета срыва теория сильно завышает подъемную силу винта при сильном его нагружении, а при расчете срыва по стационарным характеристикам подъемная сила сильно занижается. Учет нестационарности и пространственного характера обтекания дает хорошую сходимость результатов расчетов с экспериментальными данными, причем эффекты скольжения дают 40% поправки, а остальные 60% определяются учетом динамического срыва. В работе [Т.30] описывается дальнейшее развитие указанного метода расчета срыва на отступающей лопасти с учетом крутильных колебаний лопасти. Для расчета коэффициента момента также используется эффективный угол атаки, подобный адин, но выбрано другое значение параметра i. Установлено, что расчетные нагрузки в цепи управления по тангажу, как и остальные нагрузки, хорошо сходятся с полученными при летных испытаниях. Совпадают амплитуды нагрузок и качественно сходятся законы их изменения. Улучшилась также сходимость расчетных и экспериментальных характеристик винта в условиях сильного нагружения. Хотя учет влияния угла скольжения существенно сказывается на аэродинамических характеристиках винта, нагрузки в цепи управления в условиях срыва от угла скольжения не зависят. В рассмотренном случае возникновение динамического срыва на конце лопасти вело к одновременному срыву на внешней части лопасти протяженностью около 40% радиуса. В результате срыва возникали очень большие нагрузки на управление, которые к тому же усиливались последующими крутильными деформациями лопасти. Дальнейшее развитие описанного метода определения аэродинамических сил на лопасти дано в работе [G.97]. [c.815]

В работе [Г5.69] дан метод расчета подъемной силы и момента профиля при динамическом срыве с использованием аналитических зависимостей, аппроксимирующих имеющиеся экспериментальные данные. В статические срывные характеристики профиля вводятся поправки, основанные на соотношении [c.817]

В работе [М.28] описано экспериментальное исследование отрыва пограничного слоя и срыва потока на серии профилей при малых числах Маха, но сравнительно больших числах Рейнольдса. Во всех случаях при динамическом срыве происходил сход вихрей с передней кромки. При развитии срыва на большей части верхней поверхности образующиеся вблизи передней кромки зоны завихренности отделялись от нее и уносились в направлении задней кромки со скоростью в 2—3 раза меньшей, чем скорость набегающего потока. Для большинства профилей. [c.817]

Если учесть, что срыв должен зависеть от плотностей фаз Pg и Рр J0 зависимость критического числа Вебера, задающего начало динамического срыва капель, от параметров процесса, можно представить в виде [c.214]

Если ускорение газа велико (из-за сравнительно большого теплового потока д,г), то интенсивность динамического срыва [c.232]

Хотя это и выходит за рамки предмета данной книги, следует упомянуть, что влияние неравномерности потока на входе в решетку наиболее трудно поддается расчету по теориям нестационарного течения. Описание нелинейных явлений, например, таких, как динамический срыв, его интенсивность и развитие, зависят от совершенства моделирования гистерезиса потерь и неоднородностей во всех трех измерениях. Разработан метод для оценки прохождения зависящего от времени периодического возмущения полного давления через высоконагруженную решетку профилей [8.145]. [c.251]

Вторая основная задача связана с исследованием динамической устойчивости стержней в потоке и определением критических скоростей потока. Комплексные собственные значения позволяют выяснить возможное поведение стержня при возникающих свободных колебаниях во всем диапазоне скоростей потока (от нуля до критического значения) и тем самым ответить на вопрос, какая потеря устойчивости (с ростом скорости потока) наступит, статическая (дивергенция) или динамическая (флаттер). Задачи динамической неустойчивости типа флаттера подразумевают потенциальное (без срывов) обтекание стержня (рис. 8.1,а), что имеет место только в определенном диапазоне чисел Рейнольдса. Возможны и режимы обтекания с отрывом потока и образованием за стержнем вихревой дорожки Кармана (рис. 8.1,6). Вихри срываются попеременно с поверхности стержня, резко изменяя распределение давления, действующего на стержень, что приводит к появлению периодической силы (силы Кармана), перпендикулярной направлению вектора скорости потока. [c.234]

Если учесть, что срыв доллген зависеть от п.ютиостой фаз Pg ч Р(> то зависилюсть критического числа 1 ебера, задающего начало динамического срыва каие.ль, от параметров процесса, можно представить в впде [c.214]

В работе [К-42] приведены графики аэродинамических характеристик вертолета при полете вперед, основанные на численном определении нагрузок винта и махового движения. При выполнении расчетов не использовано предположение о малости углов, учтено влияние срыва, сжимаемости воздуха и зоны обратного обтекания, а в качестве характеристик сечений лопасти взяты экспериментальные аэродинамические коэффициенты профиля (NA A 0012) в стационарном потоке. Распределение индуктивных скоростей предполагалось равномерным, эффекты радиального течения и динамического срыва не учитывались. Расчеты были выполнены для винта с прямоугольными в плане линейно-закрученными лопастями при следующих значениях параметров коэффициент заполнения а — 0,062 (рассмотрено введение поправки на заполнение), массовая характеристика лопасти V = 7,6, неоперенная часть до го = 0,2, коэффициент концевых потерь В = 0,97, относ горизонтальных шарниров [c.293]

При использовании лучших из известных на сегодня методов анализа для определения интегральных параметров достигается хорошее совпадение расчетных и экспериментальных данных. Для более частных, детальных параметров, однако, согласие данных часто оказывается неудовлетворительным. Определение таких параметров, как аэродинамические характеристики несущего винта или постоянные и переменные нагрузки, в общем достаточно надежно при условии использования математической модели, соответствующей данной задаче, хотя эта надежность достигается только при значительном использовании эмпирических моделей (для динамического срыва, трехмерного обтекания, аэродинамического влияния и т. д.). Тем не менее такое использование эмпирических данных и аппроксимаций асто ведет к неточному определению детальных характеристик. Упругие, инерционные и аэродинамические характеристики вращающейся лопасти весьма сложны, и очевидно, что [c.692]

В работах [L.86, L.85] проводилось измерение нагрузок на профилях NA A0012 и 0006, а также модифицированных профилях NA A 23010 и 23006 при колебаниях по углу атаки и по вертикали. Отмечено затягивание динамического срыва, при котором максимальные значения коэффициентов подъемной силы превышают стационарные, а также появление отрицательного демпфирования колебаний по углу атаки при срыве. При этом оказалось, что отрицательное демпфирование зависит от числа Маха. Приведены данные и по нестационарному сопротивлению профиля. У изогнутых профилей характеристики оказались лучше, чем у симметричных они имели большее значение максимального коэффициента подъемной силы при колебаниях, а отрицательное демпфирование соответствовало большим значениям средних углов атаки. Показано, что путем установки пружины, при которой собственная частота колебаний профиля соответствует собственной частоте крутильных колебаний лопасти (4—6 Гц), и приведения профиля в колебательное движение с частотой вращения винта можно воспроизводить на двумерной модели срывные характеристики, соответствующие работе винта при полете вперед. Предложен способ расчета подъемной силы при динамическом срыве, требующий решения дифференциального уравнения второго порядка и учитывающий затягивание срыва, возрастание подъемной силы и запаздывающее восстановление плавного обтекания (по этому вопросу см. также работы [L.87] и [G.103]). [c.813]

В работе [G.114] представлен метод расчета характеристик профиля при динамическом срыве, основанный на результатах испытаний колеблющихся профилей. Вводится эмпирическое выражение для угла атаки динамического срыва дин == olss + + l (с с/1/)где параметр С,, зависящий от числа Маха, определяется при испытаниях колеблющегося профиля. Установлено, что для хорошего описания срыва на вращающейся лопасти этот угол следует увеличить еще примерно на 2,5°, что объясняется эффектами пространственного обтекания (типа возникающих при обтекании со скольжением). [c.813]

Метод расчета характеристик сечений лопасти при динамическом срыве, основанный на результатах испытаний профиля NA A0012 при колебаниях по углу атаки, описывается в работе [А.46]. Коэффициенты подъемной силы и момента табулированы как функции параметров а, Л — a l2V и В = a l2V) . Принимается, что нагрузки не зависят от предыстории движения профиля и связаны лишь с текущими значениями скорости и ускорения. Полученные по этим таблицам гистерезисные петли коэффициентов момента и отрицательного демпфирования хорошо согласуются с исходными экспериментальными данными. [c.813]

В работе [М.95] описано экспериментальное исследование на больших моделях динамического срыва на колеблющемся по углу атаки профиле NA A0012 при больших амплитудах и частотах, соответствующих частоте вращения винта. Образование вихрей и их сход с передней кромки исследовались по измерениям давления, показаниям проволочных анемометров и путем визуализации течения с помощью дыма. Найдено, что с увеличением числа Рейнольдса уменьшается угол атаки начала динамического срыва и возрастает угол, при котором достигается максимальная подъемная сила. Затягивание срыва усиливается с ростом частоты колебаний профиля. Обнаружено также, что сход вихря с передней кромки всегда происходит в момент достижения углом атаки максимального значения при колебаниях. Таким образом, процессы развития и схода вихря в исследованном случае и при монотонном возрастании а несколько различаются. [c.816]

В том числе и NA A0012, вихрь у передней кромки возникает в результате отрыва турбулентного пограничного слоя. Хотя явление схода поперечного вихря свойственно всем случаям динамического срыва, в характере изменения нагрузок на разных профилях имеются значительные различия. [c.818]

Проведено экспериментальное исследование [С.22] динамического срыва в области передней кромки на колеблющихся по углу атаки профилях, в частности профиле NA A0012 и нескольких его модификациях. В нем детально изучен процесс развития срыва. Общие качественные его черты были одинаковы для всех рассматривавшихся профилей независимо от того, развивался ли срыв постепенно, в виде возвратного течения от задней кромки, или наступал сразу, вследствие разрушения ламинарного пузыря или отделения турбулентного пограничного слоя вблизи передней кромки. Во всех случаях у передней кромки образовывался вихрь, который срывался и перемещался назад, вызывая большие переменные подъемную силу и момент. Прежде чем срыв начинал проявляться в величине подъемной силы или момента, на профилях уже возникало заметное возвратное течение. В случае профиля NA A0012 при типичных для вертолета числах Рейнольдса и малых числах Маха явление динамического срыва включало в себя образование вихрей на передней кромке, вызванное быстрым перемещением вперед точки отрыва потока, возникшей у задней кромки. Дополнительная информация по этим вопросам имеется также в работах [М.1, М.2]. [c.818]

Условия начала динамического уноса капель с поверхности пленки потоком газа. Условия дробления пленкп или динамического срыва капель с пленки газом определяются механизмом, приводящим к неустойчивости Кельвина — Гельмгольца. Этот механизм характеризуется числом Вебера We g, равным отношению динамического воздействия к капиллярным силам. Мерой динамического воздействия газожидкостного потока на волновую поверхность пленки является касательное напряжение Xis (при турбулентном течении (у — Уд) ). Полагая, что аналогично дроблению капель (см. 2 гл. 2) опасными для плепки являются волны с длинами меньше толщины пленок б и амплитудами порядка б, можно получить, что мерой капиллярных сил будет величина 2/6. Тогда условие начала динамического уноса можно записать в виде [c.213]

При дальнейшем увеличении збъемиой коицеитрацпи газовой фазы при 6g>0,6—0,8 реализуется пленочный или кольцевой режим течения, при котором жидкая фаза образует непрерывную пленку, текущую вдоль стенки канала, а паровая фаза — ядро потока. Из-за динамического взаимодействия газового ядра потока и жидкой пленки на поверхности последней образуются волны, с гребней которых могут срываться капли и уноситься в ядро потока. В этом случае реализуется дисперсно-пленочный режим, который в литературе называется оиснерсно-кольцевым режимом. [c.170]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...