Расчет аэродинамических нагрузок и коэффициентов

Расчет аэродинамических нагрузок и коэффициентов [c.204]

Основным критерием возникновения срыва на лопасти служат значения углов атаки или коэффициентов подъемной силы (рассматриваемые непосредственно либо представленные посредством эквивалентных параметров). Влияние срыва на винте заметно проявляется в тех случаях, когда на значительной части диска винта углы атаки сечений лопастей превысят критические углы для профилей. Расчет границ летных режимов винта на основании такого критерия является сложной задачей. Углы атаки изменяются по диску винта неравномерно, и их трудно рассчитать с удовлетворительной точностью, особенно для экстремальных режимов полета. Кроме того, на вращающейся лопасти срыв представляет собой более сложное аэродинамическое явление, чем на профиле крыла. Поэтому используемые для него критерии имеют эмпирическую основу. Срыв может диагностироваться на основе значений обобщенных характеристик работы винта, например параметров Ст/а и i. Если срыв охватывает лишь ограниченную часть диска винта, то предпочтительны более частные критерии. Установлен ряд таких критериев, в которых используется значение угла атаки сечения лопасти в некоторых критических точках диска винта. Однако лучше производить детальный расчет аэродинамических нагрузок лопастей при заданных условиях полета, используя описанную в гл. 14 схему определения сил при срыв-ном обтекании сечений. Но даже столь полный анализ, учитывающий упругие свойства лопастей, пока не дает адекватного представления о срыве, поскольку наши знания в этой области аэродинамики лопасти еше недостаточно полны. [c.796]

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]

Чтобы получить аналитические выражения для сил и моментов, действующих на несущий винт, а также для коэффициентов махового движения, приходится сделать некоторые упрощения расчетной схемы обтекания винта. К этим упрощениям относятся пренебрежение эффектами срыва и сжимаемости, замена неравномерного распределения индуктивных скоростей равномерным (или простейшим линейным), пренебрежение вторыми и высшими гармониками махового движения и учет из всех форм изгиба лопастей только основной формы. Получаемое при этих предположениях аналитическое решение дает представление о работе винта и, кроме того, имеет приемлемую точность в широком диапазоне режимов полета. Если вертолет летает на экстремальных режимах (большая скорость полета, большие концевые числа Маха, большой полетный вес и др.), одно или большее число предположений становится уже неприемлемым, и требуется более близкая к реальности расчетная схема. Кроме того, даже на тех режимах, для которых простая схема позволяет надежно рассчитать аэродинамические характеристики и маховое движение, расчет нагрузок лопастей и вибраций следует проводить с использованием усовершенствованной схемы. [c.253]

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]

При определении ветровых нагрузок на провода с гололедом следует принимать значения скоростного напора 0,25 д, где д — скоростной напор, принятый при определении нагрузки р . Согласно ПУЭ в районах с толщиной стенки гололеда 15 мм и более значения скоростного напора следует принимать не менее 14 даН/м (значения скорости ветра — не менее 15 м/с). Согласно ПУЭ в расчетах ветровых нагрузок на провода принимаются следующие значения аэродинамического коэффициента С 1,1—для проводов и тросов диаметром 20 мм и более 1,2 —для проводов и тросов диаметром менее 20 мм, а также для проводов и тросов любого диаметра, покрытых гололедом. [c.24]

Для расчета нагрузок лопасти была использована теория несущей линии. Рассматривались маховое движение только абсолютно жесткой лопасти и управление только общим и циклическим шагами. Качание и установочное движение лопасти (помимо определяемого управлением), а также ее изгиб в плоскости взмаха в расчет не принимались. Был рассмотрен шарнирный винт без относа ГШ, пружин в шарнирах и без связи между углами взмаха и установки. Зона обратного обтекания не учитывалась, все углы (кроме азимута) считались малыми. При определении аэродинамических характеристик сечений градиент подъемной силы по углу атаки был принят постоянным, а коэффициент сопротивления — равным его среднему значению. Влияние срыва, сжимаемости воздуха и радиального течения не учитывалось. Распределение индуктивных скоростей по диску было принято равномерным. Рассматривались только лопасти с постоянной хордой и линейной круткой. Неоперенная часть лопасти, концевые потери, высшие гармоники махового движения и вес лопасти не учитывались. [c.201]

В работе [J.40] проведено сравнение аэродинамических характеристик, нагрузок, а также изгибающих моментов и моментов кручения лопасти при использовании трех методов расчета нагрузок при срыве, а именно описанных выше методов работ [А.46, J.30 и G.97]. Расчеты различались лишь способами определения коэффициентов подъемной силы, сопротивления и момента в срывной области для тяжело нагруженного шарнирного винта при большой скорости полета. Проводились [c.816]

В работе [С.23] представлен метод расчета срывного флаттера несущего винта, основанный на измерениях нестационарных аэродинамических нагрузок на профиле NA A 0012 при его колебаниях по углу атаки относительно линии четвертей хорд. Полученные в этих измерениях зависимости для коэффициентов момента имеют вид гистерезисных петель (рис. 16.5). При колебаниях в отсутствие срыва, как и при развившемся срыве, демпфирование положительно. Но если средний угол атаки при колебаниях соответствует началу вхождения в срыв, то результирующее демпфирование колебаний становится отрицательным. Параметр Нц,, характеризующий демпфирование при обтекании профиля, связан с работой, совершенной потоком над профилем за цикл колебаний, и определяется выражением [c.809]

Аэродинамические нагрузки на активном участке полета- Исходными данными для расчетов нагрузок служат результаты баллистических и аэродинамических расчетов. В каждый момент времени полета ракеты по траектории должны быть известны высота полета Н, плотность воздуха р, скорость ракеты v, число Ма = via, где а — скорость звука на данной высоте, программный угол атаки оСдр, тяга двигателей F, аэродинамические коэффициенты С , Су, масса т и геометрические параметры ракеты. К программному углу атаки добавляется дополнительный угол атаки ав от действия ветра. В первые моменты времени полета, когда изменения параметров движения ра- [c.277]

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]

Если лопасть несущего винта совершает п колебаний за оборот, то частота ее колебаний m равна nQ, где Q — угловая скорость вращения винта. Поскольку при этом скорость набегающего на сечение потока равна Qr, а полухорда — с/2, для приведенной частоты получаем выражение k = n jlr. В случае винтов с лопастями большого удлинения приближенно можно принять k 0,05n. Для низких гармоник, когда приведенная частота мала, функция уменьшения подъемной силы близка к 1. Так, для первой гармоники вихревой след уменьшает подъемную силу примерно на 5%. Поэтому пренебрежение влиянием следа и другими нестационарными эффектами при выполненном в предыдущих главах анализе аэродинамических коэффициентов несущего винта и махового движения вполне оправдано. Однако для высших гармоник приведенная частота довольно велика, и влияние следя поперечных вихрей необходимо принимать во внимание при точном расчете нагрузок. [c.441]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...