CC BY
68
Том XЬV
УЧЕНЫЕ ЗАПИСКИ ЦАГИ
2014
№ 6
УДК 629.735.45.015.3:629.735.45.036
РАСЧЕТНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ ПОТОКА В ОБЛАСТИ РАСПОЛОЖЕНИЯ РУЛЕВОГО ВИНТА НА РЕЖИМАХ МАЛЫХ СКОРОСТЕЙ ПОЛЕТА ВЕРТОЛЕТА СО СКОЛЬЖЕНИЕМ
В. М. ЩЕГЛОВА
Для несущего и рулевого винтов вертолета, работающих совместно, излагается метод расчета вихревых следов и мгновенных индуктивных скоростей в плоскостях дисков для каждого из винтов с учетом их взаимного влияния друг на друга. Используется нелинейная вихревая теория, пренебрегающая диффузией вихревых следов, но учитывающая конечную толщину вихрей. При скорости полета V = 20 м/с (ц = 0.0917) и скольжении с углами -90<Р<90°
определены форма пелены за рулевым винтом, мгновенные индуктивные скорости по дискам несущего и рулевого винтов, аэродинамические характеристики рулевого винта.
Ключевые слова: индуктивные скорости, вертолет, несущий винт, рулевой винт, лопасть, вихревой след.
ВВЕДЕНИЕ
Объектом исследования, в первую очередь, являются особенности поведения рулевого винта вертолета, работающего одновременно с несущим винтом и находящегося в следе за ним. Основная цель работы — создание методики, основанной на нелинейной теории свободного вихревого слоя, и программного комплекса для совместного нахождения вихревых следов винтов и распределения индуктивных скоростей от них по размаху лопастей и внутри следов при взаимовлиянии винтов друг на друга. Оценка этого влияния производится через вихревые следы винтов и индуктивные скорости на лопастях этих винтов.
В данной работе распределение циркуляции по размаху лопасти определяется из совместного расчета нагрузок и индуктивных скоростей без учета влияния корпуса вертолета и хвостового оперения.
Наиболее достоверные данные о взаимодействии винтов могут быть получены только из эксперимента. При этом численные расчеты также играют немаловажную роль для определения суммарных и распределенных аэродинамических нагрузок на винты и их лопасти, а также характеристик устойчивости и управляемости. Особенно это относится к режимам полета с малыми ц.
При полете со скольжением и малой характеристикой режима ц при наличии боковой скорости рулевой винт может попасть на режим работы в условиях «вихревого кольца». Влияние несущего винта на поле скоростей в области расположения рулевого винта существенно меняется в зависимости от направления относительной боковой скорости полета (результаты расчета в данной работе, а также эксперимента [1]), что может привести к трагическим последствиям. При малых скоростях полета и наличии бокового ветра может не хватить путевого управления, что приводит к аварийной ситуации.
ЩЕГЛОВА Валентина Михайловна
ведущий инженер ЦАГИ
С усовершенствованием вычислительной техники появилась возможность расчетным путем определять формы вихревых следов и индуктивных скоростей, используя нелинейные модели следов с диффузией вихрей. Одной из таких моделей является нелинейная вихревая теория винта со свободным диффундирующим вихревым следом. Но в данном случае диффундирующий след был представлен следом с постоянными во времени циркуляцией и толщиной составляющих его вихрей. На этой базе проведены исследования структуры общего вихревого следа, в котором находятся несущий и рулевой винты, а также индуктивных скосов потока на лопастях этих винтов от определенного в расчете вихревого следа.
В математической модели несущий винт вращается против часовой стрелки, а рулевой толкающий винт с тягой Тр — по часовой стрелке. Для определения взаимодействия несущего и рулевого винтов смоделирована работа комбинации винтов с геометрическими и аэродинамическими параметрами и взаимным расположением, характерными для вертолета, близкого к реальному (рис. 1).
Жесткие несущий и рулевой винты имеют традиционную для шарнирных винтов конструкцию. Их плоскости вращения пересекаются под углом 90°. Диаметр несущего винта и создаваемая им сила тяги в несколько раз больше соответствующих величин рулевого винта. Рулевой винт имеет силу тяги, значительно меньшую, чем несущий винт, и его размеры намного меньше
Рис. 1. Схема сил и скоростей, действующих на винты вертолета:
а, б — расположение винтов относительно друг друга и направления силы тяги несущего и рулевого винтов; в — направление скоростей набегающего потока при полете с положительными и отрицательными углами скольжения р
размеров несущего винта. Поэтому оба винта являются тяжело нагруженными, и величины коэффициентов силы тяги винтов в данной работе сопоставимы.
Проведенные расчеты используют одну из схем метода дискретных вихрей, основанную на нелинейной вихревой теории и учитывающую только продольные вихри [2].
1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ И ДОПУЩЕНИЯ МЕТОДИКИ РАСЧЕТА
Вводятся следующие допущения.
Выбрана базовая система координат несущего винта о, х, у, г, совпадающая с системой осей координат вертолета (рис. 1, а, б), ось оу которой направлена вверх по оси винта, а ось ог перпендикулярна продольной плоскости вертолета и направлена вправо. Центр о базовой системы координат связан с центром втулки несущего винта. Рулевой винт имеет систему координат ор, хр, ур, zр, где ось орхр идет параллельно оси ох, а ось орур по направлению силы тяги рулевого винта Тр (т. е. параллельно оси ог). Пересчет координат с одной системы на другую осуществляется параллельным переносом, а при взаимно перпендикулярном расположении плоскостей вращения — поворотом.
Смещение оси вращения рулевого винта по отношению к оси вращения несущего винта в базовой системе координат характеризуют величины: Х1 (xyz)/Я = —1.165 — расстояние оси рулевого винта от оси несущего винта в направлении базовой оси х; У1 (xyz )/Я = —0.1 — величина, характеризующая расположение оси рулевого винта под плоскостью несущего винта; Zl (xyz)/Я = —0.094 — расстояние оси рулевого винта от продольной оси вертолета.
Вертолет движется в идеальной несжимаемой среде с относительной скоростью V = У/аЯ = 0.0917 с углами скольжения —90 <р< 90° (рис. 1, в).
Угловые скорости вращения рулевого Юр и несущего а винтов связаны соотношением шк = Юр!а = 5.59, т. е. за время одного оборота несущего винта рулевой винт делает число оборотов, кратное величине ак, и при реализации одинаковых временных шагов для винтов будет справедливо выражение
Ау = шк Ау.
(1)
Рулевой и несущий винты имеют незакрученные лопасти прямоугольной формы в плане с профилем NACA 23012. Обтекание профилей сечений лопасти предполагается плоским (гипотеза плоских сечений). Аэродинамические характеристики профиля взяты из монографии [3], в которые для рулевого винта вносятся поправки, приближенно учитывающие влияние течений вдоль лопасти. Сделано это с помощью соотношений dcyjd а = f (r/R), приведенных на рис. 2, а.
de fila
<Ф 0
--&--- со = 0
/
r/R
а) 0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
б)
0.03 0.025 0.02 0.015 0.01 0.005
-0.005 -0.01
-0.015
с,
"V
асчет
(
0. 001 0 002 0. ООЗ 0.
mk 004
Рис. 2. Экспериментальные характеристики для винтов: поправки к характеристикам профилей для учета продольных течений; б — экспериментальная поляра рулевого винта
а
Для обоих винтов проверялись ограничения по срыву. За основу при определении границ срыва приняты критические зависимости с,/а = / (V) и (с,/ а) = / (V ), полученные
на основании летных испытаний и модельных экспериментов для вертолета Ми-8 (рис. 3). Здесь с, — коэффициент силы тяги винтов,
а — коэффициент заполнения.
Лопасти предполагаются абсолютно жесткими, шарнирно закрепленными на втулке, при моделировании лопастей применяется схема несущей линии.
Скос потока у рулевого винта от планера и хвостового оперения не учитывается.
Циркуляция присоединенных вихрей несущей линии является функцией относительного радиуса сечения лопасти.
Циркуляция по длине свободного вихря считается постоянной.
При расчетах непрерывное распределение присоединенных и свободных вихрей моделируется совокупностью дискретных прямолинейных вихрей постоянной интенсивности.
Интенсивность свободных вихрей определяется как разность интенсивностей соседних отрезков несущего вихря.
Движение вертолета с относительной скоростью V рассматривается в установившемся полете в направлениях, определяемых углами скольжения р и представленных на рис. 1, в. Винты при этом находятся под действием компонент вектора скорости V, с которыми перемещаются точки вихревых следов от несущего и рулевого винтов относительно самих себя и равных для несущего винта:
100 150 200 250 Рис. 3. Зависимости критических параметров ct/ст и (ct/ ст) от скорости полета V
Vx = V cos р-v¡ sin аэ, Vy = -v¡ cos аэ, VZ = V sin p.
(2)
Здесь аэ — эффективный угол атаки несущего винта аэ = ак + а15 где ак — конструктивный угол атаки, а! — угол завала конуса назад при маховом движении несущего винта (см. рис. 1, в); — относительная постоянная индуктивная скорость несущего винта, определяемая для горизонтального полета по выражению
v = -
0.317-12-V cos р'
а для режима висения как
v = -
TV2
+ с - V
(3а)
(3б)
Для рулевого винта в системе координат Ор, Хр, Ур, Zp имеем
V р )р = V cos р-( v)p sin (аэ)р, (VyР)р =-(V)р cos(аэ)р + Vsinр + , (Vz р )р = °
(4)
где ( ) — индуктивная скорость рулевого винта, определяемая по формулам (3а и 3б), с заменой входящих туда параметров для несущего винта на параметры рулевого винта; W^c — средняя
с
2
индуктивная скорость от действия вихревои пелены несущего винта, направленная по оси рулевого винта. Скорость (Vx р) направлена по базовой оси х и оси рулевого винта хр, скорость
(Vy р ) — по базовой оси z и оси рулевого винта ур, а скорость (Vz р ) направлена по оси у базовой системы координат.
2. ОПИСАНИЕ ЧИСЛЕННОГО МЕТОДА
Уравнения, описывающие движение и обтекание системы несущий — рулевой винты, такие же, как и для одиночного винта [2] (с учетом индуктивных скоростей от всех вихрей вихревых следов обоих винтов) и записываются в виде нелинейного интегрального уравнения. К моменту времени t частица, сошедшая с лопасти любого винта, займет положение, соответствующее радиус-вектору r(t, т, р) и определяемое как [2]
t
r(t, т, р) = Го (т, р) + |[V + v(r (t', т, р), t')] dt\ (5)
т
где т < t' < t, -да < т <t и r0 (т, р) = r (t, т, р)| 0 — условие отметки частиц. Для рассматриваемой частицы величины р (радиусы расчетных сечений) и т (время схода частицы с лопасти) постоянны.
Скорость перемещения точки вихревого следа складывается из постоянной скорости V/ roR набегающего на винты невозмущенного потока и переменной индуктивной скорости v(r, /). разной для каждого винта. Величина v(r, t), входящая в выражение (5), записывается в виде:
v(r (t\ т р)) = vod (rod (t', т Porf )) + vw (rw (^ т р™ ))• (6)
В формуле (6) индекс «od» означает, что индуктивная скорость определяется от вихревой пелены одиночного винта (индекс для несущего винта отсутствует, а для рулевого имеет обозначение «р»). Индекс «w» служит для обозначения того, что индуктивные скорости определяются при влиянии вихревых следов винтов друг на друга. Он принимает обозначение «рн» при влиянии рулевого винта на несущий и «нр» при влиянии несущего на рулевой.
Система уравнений (5) решается для дискретного множества точек при задании сетки значений рт^
Для бесконечно малого элемента любого вихревого жгута конечного поперечного сечения в скорость dv от бесконечно тонкого отрезка вихря dl, произвольно расположенного в пространстве, представляется как
, Г dl х r ^ ^
а\ =
dl х ra dl х rn
[dl х r]2 + dl2в2 ^r2 + в2 ^/r2 + в
2
У
dl, (7)
где гл и гв — радиус-векторы, соединяющие точки А(х1, у1, ) и В(х2, у2, г2) начала и конца
отрезка вихря соответственно с точкой приложения скорости с координатами х, у, z. Координаты точек А и В определяются из расчета переноса вихрей (5), где определяется траектория движения вихрей.
При решении задачи использовался метод последовательных приближений. В одном приближении для каждого из винтов одновременно можно проводить расчеты по определению форм следов и индуктивных скоростей от них без взаимного влияния, а также при учете влияния какого-то из винтов на рассматриваемый. Индуктивные скорости вычисляются по той же формуле (7), но с формой следа, полученной в предыдущем приближении.
3. РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТОВ
Основные технические характеристики несущего и рулевого винтов, принятых для исследования, принадлежат вертолету, схема которого представлена на рис. 1, а, б. Несущий винт вертолета имеет следующие значения: диаметр винта О = 5.5 м, хорда лопасти Ь = 0.33 м, коэффициент заполнения ст = 0.0764, количество лопастей к = 4, коэффициент регулятора взмаха к = 0, сила тяги Т = 2710 кгс. Аналогичные параметры рулевого винта: Ор = 1.03 м, Ьр = 0.2 м, ср = 0.126, к1р = 2, кр = 0, Тр = 167 кгс.
Расчеты проводились при натурных значениях чисел М (окружная скорость концов лопастей для несущего винта оЯ = 222 м/с, а для рулевого — оЯр = 229 м/с). При этом коэффициент
подъемной силы несущего винта с( = 0.01047, а рулевого винта — с( = 0.01575.
Экспериментальная поляра для рулевого винта, подобного исследуемому, на режиме висе-ния приведена на рис. 2, б. Обработка опытных данных эксперимента производилась по стандартной процедуре [4]. Экспериментальные значения коэффициентов силы тяги и крутящего момента несущего и рулевого винтов определялись по соотношениям
2Т 2Мк
т, =- к
сг = Т' тк = Т'
ржЯ2 (оЯ) рлЯ3 (оЯ)
где р — плотность воздуха, о — угловая скорость вращения винтов и Я — радиус винтов. В виде звездочки на этот график нанесено расчетное значение величин с( и тк, хорошо совпадающее с экспериментальными значениями. Причем тк определялось как
тк = 0.5с32 + 0.25(асх ро ),
где величина сх р0 — среднее по диску значение коэффициента профильного сопротивления.
Область размещения рулевого винта в вихревом следе несущего винта, построенного в двух проекциях для концевого и комлевого жгутов на режиме полета без скольжения, показана на рис. 4, а, б. Вихревые комлевые жгуты несущего винта располагаются в районе 0.16 радиуса
Рис. 4. Форма вихревого следа комбинации несущий винт + рулевой винт с влиянием винтов друг
на друга:
а — вихревой след, для концевых вихрей, сверху; б — сбоку; в — вихревой след рулевого винта при полете с углом скольжения р = -60° (проекция на плоскость у, о, е); г — вихревая пелена рулевого винта с учетом влияния
несущего винта, сбоку (плоскость у, о, х)
лопасти несущего винта. Вихревая пелена от рулевого винта на рисунке не показана. Рулевой винт (см. рис. 4, а) в основном расположен в зоне действия комлевых вихрей несущего винта, которые проходят над плоскостью рулевого винта снизу и сверху примерно посередине. Возмущенное поле от комлевых вихрей несущего винта вместе с возмущенным полем от вихревого следа самого рулевого винта оказывает основное индуктивное воздействие на рулевой винт.
При полете со скольжением свободная пелена от несущего и рулевого винтов сносится по направлению набегающего потока. Рулевой винт при этом может оказаться достаточно близко к концевым вихрям, сходящим с диска несущего винта, или пересекаться ими. Тогда при некоторых углах скольжения р могут возникать зоны большого взаимного влияния вихрей друг на друга, что приводит иногда к возникновению режима «вихревого кольца». На рис. 4, в для р = —60° и рис. 4, г для р = —75° приведена вихревая пелена с учетом индуктивного влияния несущего винта на рулевой винт для таких режимов. При р = —60° график дан в плоскости у, 0, z в базовой системе координат, а при р = —75° дана боковая проекция в плоскости х, 0, у в этой же системе координат.
В точках площадки, расположенной в общем вихревом следе напротив рулевого винта (рис. 5, а), координаты которых в базовой системе х/Я = —1.119, —1.137, —1.155, —1.173, —1.191, —1,209, у/Я = —0.32, —0.24, —0.16, —0.08, 0, 0.08, 0.16, 0.24 и г = 0, были определены средние ин-
Рис. 5. Средние индуктивные скорости по площадке расположения расчетных точек, полученные от индукции вихревого следа несущего винта и направленные на диск рулевого винта, при полете вертолета с отрицательными углами
скольжения р = —45, —60, —75, —90°:
а — схема расположения расчетных точек; б — средние индуктивные скорости на площадке при полете с р = —45°; в — р = —60°;
г — р = —75°; д — р = —90°
дуктивные скорости в направлении оси г (оси Ур рулевого винта), дающие среднюю по площадке индуктивную скорость , входящую в состав выражения (Уу р ) соотношения (4).
Средние индуктивные скорости Ж2С в точках х/Я, у/Я при движении вертолета с отрицательными углами скольжения р = —45, -60, -75, -90° представлены на рис. 5, б, в, г, д. При отрицательных углах скольжения эти скорости положительны, направлены на диск рулевого винта и противоположны направлению средней индуктивной скорости на рулевом винте, что создает условия для попадания винта в режим «вихревого кольца».
Невозмущенный поток при р < 0 набегает слева, а отсчет угла р ведется от продольной оси вертолета. Максимальные значения величин средних индуктивных скоростей ~№2С лежат в пределах 0.01 0.016, постепенно увеличиваясь с ростом абсолютного значения угла р (см. рис. 5, б, в, г). Наибольшие значения величины этих скоростей, зафиксированные в направлении вала рулевого винта, порядка 0.09 при полете вертолета с углом скольжения р = —90° (см. рис. 5, д). Экспериментальная кривая величин для значения р = —90° [1] нанесена на рис. 5, д. Расчетные и экспериментальные результаты хорошо совпадают.
Результаты расчетов аэродинамических характеристик винтов, вихревых следов индуктивных скоростей для положительных углов р не приведены. Но следует сказать, что здесь индуктивная скорость идет по направлению индуктивной скорости рулевого винта (в сторону отрицательного направления оси г базовой системы координат).
Зависимости мгновенных индуктивных скоростей от азимута в сечениях лопасти несущего винта (г/Я = 0.9925, 0.725, 0.16) в сравнении с мгновенными индуктивными скоростями в сечениях лопасти рулевого винта
(г/Яр = 0.9925, 0.725, 0.1б) приведены на рис. 6.
Для удобства сравнения графики для рулевого винта строились при значениях радиусов расчетных сечений, равных аналогичным величинам для несущего винта (г/Яр = г/Я). В данном случае индуктивные скорости винтов определены без взаимного влияния индукции винтов друг на друга.
Как указывалось ранее, из-за более тяжелых условий работы рулевого винта он является весьма нагруженным, что показывают величины индуктивных скоростей по диску рулевого винта (см. рис. 6). Индуктивные скорости винтов значительно отличаются друг от друга в задней части диска, в том числе и по характеру поведения кривых, и это отличие возрастает по приближению к комлю. В средних сечениях лопастей (0.725) индуктивные скорости рулевого винта по абсолютным величинам значительно больше индуктивных скоростей несущего винта на большей части размаха, особенно для азимутов последней четверти диска. Для комлевого сечения сильный рост величин индуктивных скоростей рулевого винта наблюдается примерно со второй половины диска.
Рис. 6. Мгновенные индуктивные скорости в зависимости от азимута в сечениях лопасти несущего винта (г/Я = 0.9925, 0.725, 0.16) и сравнение с мгновенными индуктивными скоростями в сечениях лопасти рулевого винта (г/Яр = 0.9925, 0.725, 0.16) без взаимного влияния индукции винтов друг на друга
В работе [2] при сравнении индуктивных скоростей по размаху лопасти одиночного несущего винта и индуктивных скоростей по лопасти несущего винта при влиянии рулевого винта было показано, что это влияние в общем незначительно, но по мере приближения к комлю постепенно возрастает; особенно это отражается на пиках индуктивных скоростей. Для рулевого винта, когда он находится в возмущенном поле скоростей вихревой структуры несущего и рулевого винтов, картина иная. Разница между аналогичными скоростями существенная. При влиянии несущего винта на рулевой винт не только сильно возрастает величина индуктивных скоростей, но в их распределении по размаху лопастей также наблюдаются резкие «всплески».
Мгновенные индуктивные скорости для расчетных сечений лопасти рулевого винта г/Яр = 0.9925, 0.725, 0.26 в зависимости от азимута при полете с углами скольжения р = —45,
—60, —75, —90° приведены на рис. 7. Из графиков видно, что абсолютные величины относительных индуктивных скоростей по всему диску весьма велики. Максимальные значения скоростей в 2 — 4 раза и более превосходят величины соответствующих проекций вектора скорости набегающего на рулевой винт потока. В области азимутов у от 150 до 270° пики разной величины появляются во всех сечениях. Максимальное значение величина V/®Я достигает в сечении
= 0.9925 при полете с углом скольжения р = —60° (V/ ®Я = 0.4). Достаточно велики в этой области и индуктивные скорости при полете с р = —45 и —75°. Аналогичный характер поведения имеют индуктивные скорости и в сечении г/Яр = 0.725, однако их максимальные значения
меньше (от —0.3 до 0.2). Одним из объяснений данному явлению может служить то, что в этом месте над плоскостью рулевого винта проходит свернувшийся жгут комлевого вихря несущего винта. Характер поведения кривых V/®Я = /(у) для сечения г/Яр = 0.26 более сглажен, но также с довольно большими значениями величин индуктивных скоростей.
Рис. 7. Мгновенные индуктивные скорости для расчетных сечений лопасти рулевого винта т/Кр = 0.9925, 0.725, 0.26 в зависимости от азимута при полете с углами скольжения р = —45, —60, —75, —90°
Индуктивные скорости при полете с р = —90° имеют большие значения величин У1/ шЯ = 0.4, в областях 1-й и 4-й четвертей диска. На остальных азимутах кривые У^/ шЯ = / (у)
достаточно плавные, с величинами порядка —0.1.
Мгновенные индуктивные скорости для расчетных сечений лопасти несущего винта г/Я = 0.992, 0.725, 0.26 в зависимости от азимута при полете с углами скольжения р = —45, —60, —75° приведены на рис. 8. Величины индуктивных скоростей У^/шЯ и поведение кривых VшЯ = / (у) показывают, что влияние рулевого винта относительно невелико, а влияние угла скольжения р заметно.
Рис. 8. Мгновенные индуктивные скорости для расчетных сечений лопасти несущего винта r/R = 0.992, 0.725, 0.26 в зависимости от азимута при полете с углами скольжения ß = -45, -60, -75°
0.4 0.35
о.з
0.25 0.2 0.15 0.1 D.05
Рис. ний
Vi/mR
ß = -90° r/R = 0.9925 —«— 0.725
0.26
Л
А
¥ Л г \
JA *
х ж*
к?
50
100
v|/3 град
150
200
250
300
350
9. Мгновенные индуктивные скорости для расчетных сече-лопасти несущего винта r/R = 0.992, 0.725, 0.26 в зависимости от азимута при полете с углом скольжения ß = -90°
Мгновенные индуктивные скорости для расчетных сечений лопасти несущего винта г/Я = 0.992, 0.725, 0.26 в зависимости от азимута при полете с углом скольжения р = — 90° приведены на рис. 9. Этот режим большими индуктивными скоростями близок к режиму «вихревого кольца», хотя возможно, что помимо влияния скольжения, сказывается влияние рулевого винта, попавшего в режим «вихревого кольца».
Некоторые аэродинамические характеристики рулевого винта представлены на рис. 10. Зависимость угла общего шага лопастей рулевого винта от угла скольжения р (что равносильно увеличению скорости набегающего потока как при р > 0, так и при р < 0) показывает, что увеличение угла р приводит к увеличению общего шага лопастей рулевого винта (рис. 10,а). При р > 75° происходит резкое увеличение угла общего шага, но при р < —75° — резкое уменьшение.
На углах скольжения р = 75 и —75° увеличение р дает прирост угла общего шага по сравнению с его значением при полете с р = 0 примерно на 2°, что хорошо согласуется с экспериментальным значением из [1]. В работе [1] для аналогичного диапазона углов скольжения были получены результаты измерений параметров потока у модели несущего винта в области расположения рулевого винта на режимах полета с малой скоростью. В эксперименте угол общего шага лопасти изменялся от 11.8 до 7°, максимальное расчетное значение равно 8.85°.
Зависимость коэффициента крутящего момента тк рулевого винта от угла скольжения р представлена на рис. 10, б, а на рис. 10, в — график для коэффициента силы тяги е{. Из-за нали-
Рис. 10. Аэродинамические характеристики рулевого винта в зависимости от угла скольжения р: а — угол общего шага лопастей рулевого винта ^ 0; б — коэффициент крутящего момента тк рулевого винта; в — коэффициент силы тяги е1 рулевого винта; г — расчетные значения средних индуктивных скоростей по диску рулевого винта V 0
чия индукции коэффициент тк в области отрицательных значений угла скольжения увеличивается по сравнению с его значением в полете с р = 0. Наиболее заметное изменение величины коэффициента крутящего момента тк имеет место в диапазоне Р от -30 до -75°. При движении вертолета с р = —90° величина тк резко возрастает (на графике это не показано). Максимальное значение коэффициента крутящего момента при р = ±80° имеет место для р = —45, —60, —75°.
При увеличении общего шага лопастей в диапазоне угла скольжения р = ±60° величина силы тяги остается примерно постоянной, а крутящий момент растет. В этом случае вероятно несущий или рулевой винт работают на режимах, близких к «вихревому кольцу». Рост величины тк при практически постоянной величине с{ может служить контролем работы винта в «вихревом кольце» при проведении расчетов. В эксперименте контроль осуществляется по уровню вибраций экспериментальной установки или интенсивным колебаниям диска рулевого винта.
Как в эксперименте, так и в расчете рулевой винт на углах скольжения менее —45° работает на режимах, близких режимам «вихревого кольца».
Расчетные средние индуктивные скорости по диску рулевого винта в зависимости от р построены на рис. 10, г. В диапазоне углов р от —30 до —90° происходит заметное увеличение абсолютных значений средних индуктивных скоростей.
В расчетах при наличии «вихревого кольца» среднюю индуктивную скорость, обеспечивающую заданную тягу и скорость снижения, можно получить по формуле
40 =
V
Е Е V й7
'—0 7=1
где \>ю/аЯ —средняя индуктивная скорость из расчета; V , —мгновенная индуктивная скорость в расчетных сечениях лопасти; Ф/Я — длина участков разбиения лопасти; N = 7тах • ртах, 7тах — максимальное число участков по размаху лопасти; а ртах — максимальное число участков по у.
4. РЕЖИМ «ВИХРЕВОГО КОЛЬЦА» ДЛЯ РУЛЕВОГО ВИНТА.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ Н РАСЧЕТНАЯ КРИВАЯ ИНДУКТИВНЫХ СКОРОСТЕЙ
(КРИВАЯХАФНЕРА) $ =
На практике при расчетах используются зависимости изменения осредненной по диску относительной индуктивной скорости V = у/ув от скорости снижения Уу = Уу /\>в , где — осред-ненная по диску индуктивная скорость на висении, равная
КГ4-
В этом выражении величина с( — коэффициент силы тяги винта.
Построив эмпирическую зависимость V = / (Уг) критических индуктивных скоростей по
скорости снижения для какого-либо винта, работающего на режиме «вихревого кольца», можно применять ее для определения скорости снижения при наличии винтов, отличающихся от исходного, например, для рулевого винта. При этом под Уу понимается скорость вдоль оси рулевого
винта (Уу р ) (см. формулу (4)).
Сравнение экспериментальных и расчетных, полученных в данной работе для рулевого винта, индуктивных скоростей на режимах «вихревого кольца» дано на рис. 11. Экспериментальные зависимости получены У. Джонсоном [5] и Локком [6] в летных экспериментах. Материалы Локка представлены А. Гессоу и Г. Мейерсом в работе [6].
Расчетные зависимости удовлетворительно согласуются с экспериментом [5] и [6]. Для значений V от нуля до -1 расчеты близки к данным Локка [6]. Максимальное значение величины V
О-Джонсон, -*-Локк, —• —расчет |3<0,-й-расчет |}>0
1..................................ч 1 (III) Ч ч ч Ч ч \ ч V (II) ..............................5 (1)
X ч ч ч V ч
................................... ¡ж...................
(IV) / \ /!/ \ \ ^
¿г*..............................-&.......... : \ ¿г : \ \ ч ч ■ ч ч ^.............>.>......АЯ... 7 да
ч .......................... О'4-
Рис. 11. Экспериментальные и расчетные зависимости индуктивных скоростей г> = /(|>)
имеет место при V - —1.13. При Уу. изменяющемся от -1.73 до —1.5, расчетная кривая более
согласуется с экспериментальной кривой из работы [5]. В левой части рисунка нанесена расчетная кривая при полете вертолета с положительными углами скольжения.
На рисунке выделены четыре области, соответствующие разным режимам обтекания винта: нормальный рабочий режим (I), режим «вихревого кольца» (II), режим турбулентного следа (III) и режим «ветряка» (IV). Для нормального режима полета (I), когда V > 0, и частично при малых
скоростях обдувки, когда V < —1, приемлема схема следа с четко выраженной струей.
Режим (II) характеризуется значительным обратным течением и сильным возмущением следа. Течение в области винта становится неустойчивым.
На режиме (III) выполняется условие V + V < 0. Всю область скоростей Уу со значениями
от нуля до -2 иногда принято называть режимом «вихревого кольца». Анализ данных по визуализации концевых вихрей лопасти винта при различных величинах Уу и V показывает, что для
нормального рабочего состояния режим «вихревого кольца» может наступить тогда, когда индуктивная скорость V становится больше 1. Существенная трансформация вихревой системы винта происходит при скоростях снижения, соответствующих соотношению [5]:
-2 < Уу < 0.
Полученная в расчете зависимость между расчетными индуктивными скоростями и скоростями вдоль вала рулевого винта соответствует этому пределу.
На режимах «ветряка» (IV) при больших скоростях, действующих вдоль оси вала рулевого
винта (Уу < —2^, снова становится справедливой цилиндрическая вихревая система.
Следует сделать несколько общих замечаний к работе. В процессе счета проводился контроль за расчетными величинами и поведением коэффициентов силы тяги, крутящего момента, продольной силы, угла общего шага лопастей, махового движения лопастей и точности расчета.
На всех расчетных режимах работы рулевого винта, кроме режимов, близких к режимам «вихревого кольца», рулевой винт работает устойчиво. Среди режимов, близких к «вихревому
кольцу», при малой скорости (уу > —0.4^ по оси вала рулевого винта также наблюдались режимы
с удовлетворительной устойчивостью.
Из-за отсутствия данных испытаний модели вертолета с работающими одновременно несущим и рулевым винтом не удалось в полном объеме провести сравнение расчетных данных
с экспериментальными. Проведенные в настоящей работе единичные сопоставления носят качественный характер.
Результаты расчетов, полученные в данной работе, подтверждают возможность использования предложенного расчетного метода для рационального выбора места расположения рулевого винта при разработке аэродинамической компоновки вертолета и для расчета характеристик устойчивости и управляемости.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В результате анализа материалов расчетов близкого к натурному рулевого винта:
1) изложены основные принципы построения расчетного метода определения формы вихревых следов, индуктивных скоростей, аэродинамических характеристик несущего и рулевого винта при их совместной работе;
2) разработан комплекс программ для определения вихревой структуры и индуктивных скоростей в плоскостях дисков системы несущий + рулевой винты;
3) расчет дает приемлемую сходимость с экспериментальными данными;
4) на малых скоростях полета одновинтового вертолета несущий винт оказывает существенное влияние на поле скоростей в окрестностях и в плоскости диска рулевого винта. Так, индуктивные скорости на лопастях винта при углах скольжения р = 60 и 90° могут примерно от 2 до 4 раз превосходить скорость полета вертолета;
5) учет индуктивного воздействия несущего винта на рулевой приводит к значительному увеличению потребных величин общего шага лопастей при малых скоростях полета и углах скольжения в области значений р = 60 и 90°.
6) рассмотренный метод можно использовать при отработке новых научно-технических решений с целью совершенствования аэродинамики несущего и рулевого винтов, а также в исследованиях по обеспечению путевого управления с учетом работы рулевого винта в возмущенном поле скоростей.
Автор выражает глубокую признательность Н. Н. Тарасову и В. А. Анимице за представленные в статье экспериментальные данные.
ЛИТЕРАТУРА
1. Анимица В. А., Головкин В. А., Крайнов М. В., Новак В. Н., Тарасов Н. Н., Щеглова В. М. Расчетно-экспериментальные исследования влияния полей индуктивных скоростей за несущим винтом на аэродинамические характеристики рулевого винта на малых скоростях полета вертолета при боковом ветре // Труды 6-го форума РОСВО, 25 —26 февраля 2004 г., Москва. С. 1-49 — 1-64.
2. Щ е г л о в а В. М. К расчету индуктивных скоростей за несущим винтом по нелинейной модели с учетом диффузии вихрей // Ученые записки ЦАГИ. 2007. Т. XXXVIII, № 3 —4, с. 57—71.
3. Вертолеты. Расчет и проектирование. Т. 1. Аэродинамика / М. Л. Миль, А. В. Некрасов, А. С. Браверман, Л. Н. Гродко, М. А. Лейканд. — М.: Машиностроение, 1966, 184 с.
4. В и л ь д г р у б е Л. С. Вертолеты. Расчет интегральных аэродинамических характеристик и летно-технических данных. — М.: Машиностроение, 1977, 152 с.
5. Джонсон У. Теория вертолета в 2-х т. — М.: Мир, 1983, с. 107 —114.
6. Гессоу А., Мейерс Г. Аэродинамика вертолета. — М.: Оборонгиз, 1954, с. 96—100.
Рукопись поступила 5/У11 2013 г.
