Обратного осаждения

В процессе полета вперед на диске несущего винта образуется зона обратного обтекания, т. е. зона в левой половине диска, где скорость потока, обтекающего отступающую лопасть, направлена от задней кромки к передней. В выражении тангенциальной составляющей скорости первое слагаемое Qr, обусловленное вращением лопасти, положительно и линейно возрастает с радиусом сечения, а второе слагаемое Ш?(л sin ip, обусловленное скоростью полета вперед, отрицательно на стороне отступающей лопасти (180° •< ip < 360°). Поэтому в комлевой части отступающей лопасти обязательно существует зона, в которой второе слагаемое по абсолютной величине больше первого, так что обтекание становится обратным. В частности, при if = 270° величина тангенциальной составляющей

равна Ш?(г— (А), и обратное обтекание имеет место в сечениях, для которых г < JA. В общем случае зона обратного обтекания определяется как область на диске винта, в которой ит < 0. Уравнением границы этой зоны является г + --ASini) = О, т. е. граница Рис. 5.2. Зона обратного обтекания представляет собой окруж- (соответствует ц « 0,7). ность диаметра \л с центром в

точке г = ц/2, if = 270° (рис. 5.2). При (А ^ 1 зона обратного обтекания захватывает всю лопасть на азимуте ip = 270° и оказывает сильное влияние на аэродинамические характеристики несущего винта. Однако для современных вертолетов типичные значения (А находятся в интервале 0,3 -I- 0,4. При малых значениях характеристики режима работы винта зона обратного обтекания занимает лишь небольшую часть диска винта (отношение площади этой зоны к общей площади диска равно г2/4). Кроме того (так как по определению на границе зоны обратного обтекания Ыг = 0), во всей этой зоне скоростной напор невелик при малых значениях (А. Неоперенная часть лопасти, составляющая до 15—30% радиуса несущего винта, занимает большую часть зоны обратного обтекания. Поэтому влиянием зоны обратного обтекания можно пренебречь до (А ~ 0,5.

Теперь начнем исследование аэродинамических и динамических характеристик несущего винта при полете вперед. Сначала будет рассмотрен простейший случай несущего винта со всеми шарнирами без относа ГШ и без пружин в них, а также без связи угла установки с углом взмаха; лопасти абсолютно жесткие и совершают только маховое движение; система управления недеформируемая, а влияние зоны обратного обтекания, эффекты неоперенной части лопасти и концевые потери пренебрежимо малы. Прежде всего будут выведены аэродинамические соотношения для лопасти при полете вперед и получены формулы для сил, создаваемых несущим винтом. Затем будет исследовано маховое движение лопасти. Остальные разделы этой главы будут посвящены некоторым факторам, влияние которых простейшая схема винта не учитывает.

В этом разделе будут выведены формулы для сил, действующих на лопасть при полете вперед. Рассмотрим несущий винт со всеми шарнирами, но без относа ГШ. Лопасти абсолютно жесткие, они машут и изменяют свои общий и циклический шаги под действием управления, т. е. изгибные и крутильные деформации лопастей пренебрежимо малы. Такая схема достаточна для определения аэродинамических характеристик и характеристик управления шарнирного несущего винта. Чтобы найти аэродинамические силы в сечении, используем теорию элемента лопасти. Влиянием зоны обратного обтекания пока пренебрежем. Плоскость отсчета выбираем произвольно.

Профильная часть поперечной силы равна нулю вследствие симметрии обтекания, обусловленной предположением о постоянстве коэффициента сопротивления сечений. Приведенные выше формулы получены без учета влияния зоны обратного обтекания и радиальной составляющей скорости потока, обтекающего лопасть. В разд. 5.12 будут получены выражения для профильных составляющих продольной силы, аэродинамического момента и мощности, в которых учитывается наличие зоны обратного обтекания, радиального течения и радиального сопротивления. Заметим, что радиальное сопротивление сказывается только на величине Ся , так как на аэродинамический момент оно не влияет, а СУо = 0 вследствие симметрии обтекания.

Эту формулу можно было бы также получить из выражений CQa = (acdo/8)(l + fi2) и СН() = (acdo/4) fi, выведенных в разд. 5.3. Таким образом, две трети прироста коэффициента профильной мощности с увеличением скорости обусловлены составляющей Ся«- Если учесть влияние радиального сопротивления и зоны обратного обтекания, то Сра будет возрастать со скоростью быстрее. В разд. 5.12 показано, что приемлемой аппроксимацией служит формула

Выразить Ро через КПпу проще, но через А, пкл более удобно, так как ориентация ПКЛ имеет непосредственный физический смысл (по существу она показывает направление вектора силы тяги, определяемое условием равновесия сил, действующих на вертолет в продольной плоскости). Заметим, что при переходе к ПКЛ исчезает также особенность при [i = ^Jl, которая присуща выражению величины Pic + би через А.ППУ. (Значение (г=д/2 в любом случае находится за пределами применимости этих формул, а учет влияния зоны обратного обтекания устраняет особенность и в выражении Pic + 9is через ХГШУ-) Угол конусности определяется выражением р0 ~ (3/4)уСг/(та, т. е. он приближенно пропорционален нагрузке лопасти. Углы plc и ри пропорциональны характеристике режима работы винта ц и Сг/о. Типичные значения р0 и PIC составляют несколько градусов, а угол Pis немного меньше первых двух.

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.

Теория несущей линии представляет собой основу аэродинамики несущего винта, но она не пригодна для концевой части лопасти и тех частей, где к лопасти близко подходит вихрь, а нагрузки этих участков лопасти имеют важное значение. Качание и установочное движение лопасти (помимо определяемого управлением), а также ее изгиб в плоскости взмаха важны с точки зрения вибраций, нагрузок и аэроупругой устойчивости лопасти, но при расчете аэродинамических характеристик винта и характеристик управления ими обычно можно пренебречь. Аналогично высшие гармоники махового движения важны с точки зрения вибраций и нагрузок лопасти, но при указанных расчетах ими также можно пренебречь. Зону обратного обтекания можно не учитывать в интервале 0 ^ ц ^ 0,5, соответствующем

Эти выражения нужно еще осреднить по азимуту. Здесь Fx и Fr — нормальная и радиальная составляющие профильного сопротивления сечения. Особый интерес представляет коэффициент профильной мощности Ср„. Заметим, что слагаемые итРх и URPT выражают затраты мощности в сечении, обусловленные нормальной и радиальной силами сопротивления. Для упрощенной схемы винта соответствующие коэффициенты уже были найдены. Теперь мы рассмотрим влияние зоны обратного обтекания, радиального течения и радиальной силы сопротивления. Во всех рассмотренных здесь случаях Су„ = 0 вследствие постоянства коэффициента сопротивления сечений.

К — постоянная выбивания атомов из поверхностного слоя, причем для нелетучих ТПД ЯЗ>/( вследствие обратного осаждения атомов, поэтому N~l/K. Для брома летучего при температуре >180°С К становится, по-видимому, сравнимой с Я, поэтому происходит обеднение поверхностного слоя и как следствие — уменьшение его выхода по механизму выбивания ато-

Газовыделение при температуре топлива —196° С также обусловлено выходом ГПД по двум механизмам (см. рис. 5). При этом обеднения поверхностного слоя рассматриваемыми радионуклидами не наблюдается и наклон i-зависимости для выхода по механизму выбивания равняется — 1. Характерно уменьшение газовыделения по механизму выбивания по сравнению с газовыделением при обычных температурах (см. рис. 1,2), что вызвано уменьшением постоянной выбивания вследствие обратного осаждения выбитых атомов.

Б снова осаждается на электроде. Осаждение происходит электрохимически и возможно потому, что состав поверхностного слоя на электроде становится отличным от исходного состава сплава. В этом случае на поверхности сплава удается наблюдать нарастание толстого пористого осадка чистого металла Б. Растворение сплавов по механизму такого обратного осаждения более благородного компонента называется псевдоизбирателъным.

На первый взгляд может показаться, будто равномерное растворение происходит аналогично растворению чистого металла. Такая аналогия, однако, затрагивает лишь внешнюю сторону явлений и не учитывает их важного различия, состоящего в изменении анодных (коррозионных) потенциалов сплавв по сравнению с потенциалами чистого электроположительного компонента. Добавление электроотрицательного металла к электрополбжительному обычно приводит к некоторому- сдвигу анодной поляризационной, кривой ^равно-• мерного растворения в отрицательную область, т. е. к'облегчению анодного процесса. Например, отмеченный сдвиг отчетливо проявляется на многих двухкомпонентных системах—Zn—Си, Zn—Ag, Cr—Fe и т. д. [8, 9, 11, 26]. Облегчение анодного процесса, в свою очередь, обусловливает возможность окисления электроположительной составляющей при потенциалах более отрицательных, чем потенциал окисления ее собственной фазы. Это значит, что ионы положительного компонента приобретают возможность к обратному осаждению, но ,не в сам сплав, а в собственную фазу, выделяющуюся на . поверхности растворяющегося образца (см. рис. 1.1,6). О таком процессе говорят, что он протекает по механизму ионизации — обратного осаждения и называют пеевдоселективным растворением (ПОР) или псевдоселективной коррозией [8, П, 21]. Псевдоселективному растворению всегда предшествует равномерное растворение, при

творяющегося сплава '. Оказывается, что на а-фазе CuSOZn в хлоридных растворах активность меди в 2 раза превышает ее активность в собственной фазе, а на (J-фазах она выше в три-четыре раза [45]. Следствием высокой активности электроположительного компонента является СР сплава по механизму ионизации-— обратного осаждения (псевдоселективное растворение -т- ПСР) « СР с фазовым превращением в поверхностном слое [46].

позволяет вскрыть причины, способствующие столь ошибоч-ч ному заключению. Условия растворения сплавов в - [52, 56] таковы, что анализу подвергали толстый, сильно развитый, высокопо.ристый слой, состоящий практически из электроположительного компонента. Подслой, в котором концентрация компонентов плавно меняется, тонок и, скорее всего, не захватывается мягким .рентгеновским излучением микроанализатора. В [53] для трансмиссионной электронной дифр-ак-тометрии использовали образцы латуни толщиной 10 мкм, полученные из более толстых /пластин путем химического травления "в 6М HNO3. В 'Процессе СР образцы дополнительно травили в хлоридной среде до появления красноватого налета,- и лишь затем исследовали на электроног,р_афе. Такая процедура не исключала интенсивного обратного осаждения меди на латунь, о чем освидетельствует появление налета на образцах. Интенсивность линий осажденной- мелкокристаллической меди могла заметно превышать интенсивность линий твердого раствора цинка в меди, локализованного в Относительно тонком диффузионном слое. ,

ИОНИЗАЦИИ-ОБРАТНОГО ОСАЖДЕНИЯ И ИОНИЗАЦИИ С ФАЗОВЫМ ПРЕВРАЩЕНИЕМ

Измерение в бестоковых условиях осуществляется по обычной электрохимической методике [45]. Необходимым условием корректного опыта является лишь существование на сплаве стабильной обогащенной зоны и отсутствие в ней каких-либо самопроизвольных превращений (например, ионизации компонентов и обратного осаждения ионов В2+, фазовых перегруппировок и т. п.).

ком '(метастабильном) состоянии В*, отличном от состояния чистого металла В°. Это состояние определяет важные в теоретическом и 'Практическом отношениях последствия, которым нет аналогий в электрохимии однокомпонентных фаз. Первое, что может быть отмечено из рассмотрения ло-ляризациошшх кривых (см. рис. 1.12), — это неизменное значение аси*, проявляющееся ов сохранении их наклона во всей области поляризаций. Несмотря на многократное изменение скорости растворения, величина аси* удивительным образом сохраняет постоянство и не зависит от толщины обогащенной зоны. Далее, повышенная.активность электроположительного компонента определяет принципиальную возможность его дальнейшего превращения до собственной фазы В° или промежуточной фазы, обогащенной В. В электрохимических системах выделение, например фазы В°, может происходить как через стадию ионизации В и последующего обратного осаждения ионов Bz+, так и прямым («еэлектрохи-мическим) путем:

Из схемы (3.14) легко сделать вывод, что термодинамические предпосылки процессов ионизации — обратного осаждения (путь 3.14Л), (3.14.2)) и растворения с фазовым превращением в поверхностном слое (путь i(3.14.3)) могут считаться одними и теми же. СР сплава двумя указанными способами предопределены возможностью перехода фазы В* в термодинамически более устойчивое состояние — фазу В°.

Как уже отмечалось, последний механизм ионизации — обратного осаждения получил название механизма ПСР [8, 122]. На ранней стадии исследований разнообразные экопе-