Краснов Н.Ф. Аэродинамика (том 2) 1980 (947285), страница 29
Текст из файла (страница 29)
12.3.2 и на рис. 12.3.2 в функции отношения г . Сила, характеризуемая коэффициентом Кт, зависит, как видно из (12.3.23), от суммарного воздействия поля скоростей п)„и н)а, вызванных наличием углов атаки и скольжения. Согласно (12.3.31), величина этой силы ЛУкр1,) =К. Укрб,'1и а соответствующий коэффициент Лсркр 1,) = Мткр 1,) /()7 Я р) = К, с" а(371да.
(12.3.33') Г ' Продольная координата центра давления консоли, отсчитываемая от носка бортовой хорды, определяется нз условия (тдт)т кр (т) = бМккр (т) 7б кр )т) (12.3. 34) где дополнительный момент тангажа, обусловленный креном, зт зм лМккр <т) = ( с(з ~ (л)экр1~)1рэц)8. (12.3.35) (' Расстояние от оси симметрии корпуса до центра давления в поперечном направлении вычисляем из выражения (Зд)ткр гт) = — г1Мккр 1т) !б1'кр )т), (12.3.36) где дополнительная величина момента крена при скольжении ам зм бМлкр(т) = — ~ зг(з~ Бакр(т)1тг(8 (12.3.37) 1яе По значениям обеих координат центра давления, найденным в результате численного интегрирования, подсчитываем коэффициенты Аэродинамическая интерференция 157 центра давления: (Сд)ткр (т) = [(Хд)ткр (т] )/Ьб; (12.3.38) (Зд),кр (т) = [(Зд),кр (т) — ) 1~(бд, — Г) .
Эти коэффициенты приведены в табл. 12.3.2. Их можно использовать для определения момента крена н изгибающего момента в корневом сечении консоли в зависимости от угла крена. Здесь не рассматриваются нагрузки, действующие на корпус при крене. Эти нагрузки, имеющие, как и для крыла, асимметричный характер, практически не оказывают влияния на нормальную силу, момент и, следовательно, на положение центра давления комбинации.
Таблица 12.3.2 Плоская комбинация Крестообраэная комбинация т ам (а т а)икр(т) (а я) кр(т) (с т а)ткр(т) а)ркр(т) (с ОБЩИЕ СООТНОШЕНИЯ ДЛЯ СИЛ И МОМЕНТОВ ПЛОСКОЙ КОМБИНАЦИИ ПРИ КРЕНЕ Коэффициент продольного момента (иначе, коэффициент шарнирного момента), определяемый относительно поперечной оси, проходящей через вершину консоли (точка П на рис. 12.2.5), К т,.кб = — 0,5С"„раЬб ~(сд).„р (,) + — ' (сд) кр (,), (12.3.39) где а = (бс соз 1т, Ьо = Ьб!хн. Так как при крене дополнительная нормальная сила от обеих консолей не возникает, то, очевидно, суммарный коэффициент этой силы (в направлении оси Оу, рис. 12.3.3) Сит „= У, „ /( (7 З„р) = Сх, + С„"кр(К, + Л'кр) Ю.
(12. 3.40) 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 0,637 0,687 0,681 0,649 0,597 0,529 0,447 0,352 0,249 0,128 0 0,667 0,667 0,677 0,688 0,699 0,709 0,719 0,729 0,736 0,744 0,750 0,524 0,518 0,531 0,546 0,560 0,575 0,588 0,601 0,614 0,616 0,637 О, 382 0,447 0,490 0,508 0,502 0,471 0,417 0,342 0,244 0,127 0 0,667 0,654 0,660 0,673 0,687 0,700 0,714 0,725 0,734 0,743 0,750 0,556 О, 532 0,530 0,540 0,554 0,569 0,585 0,598 0,612 0,625 0,637 158 Глава двенадцатая Рис.
12.3.3 Коэффициенты сил и моментов, действующих нв плоскую комбинацию при крене С учетом этого значения коэффициент момента тангажа, рассчитанного относительно носка корпуса, твт,яр т«т ~/(тНсд)«т(кр)Ьо+хкр)+ + Ккр((сд)„„р 1,1Ь, + х„р)~ с„"„а, (12.3.41) где т„— коэффициент момента тангажа корпуса, рассчитанный в плоскости угла атаки а по площади консолей З„р и длине х„; Ьв = = Ьо/х„; хнр — х„р/х„(см. рис. 12.2.5). В соответствии с (12.3.40) и (12.3.41) вычислим коэффициент центра давления, являющегося точкой приложения суммарной нормальной У р' (12.3.43) Так же как и боковая сила, момент рыскания в плоскости угла скольжения создается только корпусом.
Коэффициент этого момента т„,, вр —— т~«)3, (12.3.44) где производная т~ = — т,, Очевидно, для рассматриваемой комбинации коэффициент центра давления поперечной силы такой же, как и для изолированного корпуса, т. е. (сд) = (х )т/х„= — т„,/с„. (12.3.45) (сд). = (хд)„ / х„= — т„„ / с„, „. (12.3.42) Коэффициент поперечной силы (в направлении оси г) находится при условии, что эта сила создается только корпусом в результате его обтекания со скоростью — К б и не зависит от наличия крыла нулевой толщины, которое не оказывает влияния на это обтекание.
В соответствии с этим Аяродинемическея интерференция 159 с„,, „— с„, к совр — с„жпт. (12.3.47) В этом выражении в соответствии с (12.3.40) можно принять с,,„= с" а, соз р + с„" к (К, + К„,) а соз р. Полагая также, что с„= — с" 11 = — с* а, зйп р кт кт с из (12.3.47) получаем с„,, „= с" а, + с„"к (К, +Ккр) а,соз'р. Коэффициент поперечной силы в направлении оси г' (12.3. 48) (12.3.49) (12,3.47') с...
к =-с, к зйп р+ с„совр. (12.3.50) Внося в (12.3.50) значения с„,1кр> и с„из (12.3.48) и (12.3.49), находим с... „= с„" к (К„+ К к Р) а, Яп Р соз Р. (12.3.50') Имея коэффициенты нормальной и поперечной сил (12.3.47') и (12.3.50'), а также зная расположение соответствующих центров давления для консолей и корпусов, можно найти коэффициенты продольного момента и момента рыскания относительно поперечных осей у' и г', проходящих через носовую часть.
Коэффициенты сил сят и с„, а также момента и>„, создаваемых носовой частью корпуса, вычисляют по линеаризованной теории для изолированного корпуса. $ 12А. Крестообразная комбинация ДАВЛЕНИЕ И НОРМАЛЬНАЯ СИЛА Рассмотрим аэродинамические коэффициенты крестообразной комбинации в виде кругового цилиндра и плоских консолей нулевой толщины, обтекаемой слабовозмущенным (линеаризованным) сверх- Увеличение нормальной силы и ее снижение на ту же величину соответственно на правой и левой консолях при скольжении вызы- вают момент крена, коэффициент которого ! 1! к Ш„, „= — — Скира() ~(ад)т кр >т> + ~ — ° (12.3.46) ян 1 к Зная аэродинамические характеристики относительно осей у и г, можно определить соответствующие их значения относительно осей у' и г'.
Согласно рис. 12.3.3, коэффициент нормальной силы, дейст- вующей в направлении оси у', Глава двенадцатая Рнс. 12.4,1 Крестообразная комби- нация Затем по аналогии с (!2.2.16) получаем уравнение — га/« =," — г~! ь, т! в котором гз = 0,5(з + гз/з). Можно убедиться в том, что при помощи этого уравнения осуществляется (12.4.2) звуковым потоком (рис.
12.4.1). Примем, что вертикальные консоли имеют такую же форму в плане и полуразмах, как и горизонтальные. Одновременно исходим из предположения, что наличие вертикальных консолей не влияет на характер обтекания комбинации в продольной плоскости хОу под углом атаки а = оесозгр, так же как наличие горизонтальных консолей не влияет на аэродинамический спектр обтекания, получаемый при изменении угла 3 = асз(п<р. Таким образом, рассматриваемая задача сводится к решению двух самостоятельных задач, одна из которых связана с отысканием поля скоростей для плоской комбинации «корпус — вертикальное крыло», установленной под углом а, другая — с определением поля скоростей плоской комбинации «корпус — горизонтальное крыло», имеющей угол б.
В результате сложения полей получается суммарный поток около крестообразной комбинации, повернутой на угол тангажа и, и угол крена <р. В соответствии с этим суммарные значения скоростей возмущения определяются формулами (12.3.5), а коэффициент давления — соотношением (12.3.7). Коэффициент перепада давления на корпусе находим из выражения (12.3.13), в котором составляющие и.з, в.з оан определяем соответственно по формулам (12.2.22), (12.2.24) и (12.2.25), полученным для плоской комбинации при условии, что в этих формулах а = ассоз!р.
Лля определения составляющих юа и ор воспользуемся выражением для комплексного потенциала плоской комбинации, обтекаемой в поперечном направлении со скоростью () У . Это выражение находим следующим образом. По аналогии с (12.2.18) получаем формулу для комплексного потенциала при обтекании круглого цилиндра радиусом г«в плоскости С = с+ ГЧ: )Р = — 8У„(~+',/ с).
(12.4.1) 16! Аэродинамическая интерференция конформное преобразование круга радиусом га в контур, состоящий из круга радиусом г и пары вертикальных консолей с размахом ~з и получающийся в результате пересечения комбинации «корпус — крыло» с плоскостью уОз. Решая относительно й квадратное уравнение (12.4.2), имеем ~ — Ол[,,э.~.! (.,м~»ч (12.4.3) В результате подстановки этой величины в (12.4.1) находим комплексный потенциал: йг = — 3У [(а — гэ/а)э+ 4гзэ] /'.
(!2.4А) Чтобы найти полную величину комплексного потенциала, к (12.4.4) надо прибавить потенциальную функцию потока, параллельного оси з, равную 3У б. В результате полный комплексный потенциал йтр — — — 0У ][(а — гэ/а)э+ 4гто] /» — а]. (12.4.5) Продифференцируем это выражение по оч бйтр [ (а — гз/а) (1 + гэ/аэ) — = шр — !оэ — — — 3У, — 1 . (12.4.6) [(а — гз/а)з + 4гз] /э Для поверхности корпуса прн условии, что и = ге гз шэ /ар — — рУ 2г з(п 0 (1 -!- соз 20 — ! з!п 20) ! 1 . (!2.4.7) (4г~ ~— 4гз з(п'0) /* Отсюда юр — — — 3(г ! 2гз!пбз(п20 1 [(з+ гз/з)э — 4гз з!пз 0) /* 23гУ з(п 0 (1-1- соз 26) аэ [(з + гз/з)з — 4г' з! пэ 6) (12 А.
8) (12А.9) Подставим (12.4.8), (12.4.9), (12.2.22), (12.2.24) и (12.2.25) в формулу (12.3.!3). Имея в виду при этом, что гсозй = г, находим 4 — — — — (! + — ) ]2 — — + — (1 — — /1 ](1+ — ) — 4 ( — Д [(1+ — ) — 4 — ~ ](1 — — ) + 4— Первое слагаемое этого уравнения содержит члены, пропорциональные производным с/г/с/х и с/з/с/х, которые характеризуют соответственно влияние изменения радиуса корпуса и полуразмаха консолей.
Однако обе эти производные не оказывают влияния на второе слагаемое, обусловленное скольжением 6 — 708 Глава двенадцатая Введем обозначения $ = $", Г', г = 2'/Г', (12.4. 18) в соответствии с которыми г,„ 8 я т т' 5!и т с05 т ~ ( 22 !) 5(2 ~ 8'тт)28 1я е — 5/ г — у (85 — 25) (г285 !) (12.4.19) где 2 =$ =$2 /Гг. Интегрируя по $ (12.4.19), получаем )в — 1 8 /5)(8 1 — (Р((т))1 /21) + Рв(т))2 /22)! (~(т — )(* ) !' 21(в — ~) (12.4.20) где Р, и Рг — эллиптические интегралы второго рода: Р(ф, й) = ) тт:т вт о вычисляемые цри условии, что 8,'„(2 — !)' $1пф( = 1— ( — 2 1)2— (12.4. 21) 8 (г+ 1) $1ПФ2= Лт (8 +!) 2 г — ! /22 ! 2(г~+ !) В соответствии с полученным результатом а тя() МптСОгт лят (25 !) 5 Мяр (т) = (Р((ф(т |21) + Рг(фг йг)! ((2. )/2 125 г' 1 (12.4.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
