авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 8 |
-- [ Страница 1 ] --

V ВСЕРОССИЙСКАЯ НАУЧНО –

ПРАКТИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ

Инновационные

технологии в обучении

и производстве

Камышин

4-6

декабря 2008 г.

МАТЕРИАЛЫ КОНФЕРЕНЦИИ

Том 1

Вузы и организации, участвующие в конференции

1. Волгоградский государственный технический университет

2. Волжский политехнический институт (филиал) Волгоградского го-

сударственного технического университета

3. Камышинский технологический институт (филиал) Волгоградского государственного технического университета 4. Волгоградский кооперативный институт (Российский кооператив ный институт) 5. Филиал Московского энергетического института в г. Волжском 6. Волгоградский государственный архитектурно-строительный уни верситет 7. Санкт-Петербургский архитектурно-строительный университет 8. Курский государственный технический университет 9. Ульяновский государственный университет 10. Московский государственный текстильный университет им. А.Н.

Косыгина 11. Рыбинская государственная авиационная технологическая академия имени П. А. Соловьева 12. Донской государственный технический университет 13. Карагандинский государственный технический университет 14. Волгоградская академия МВД РФ 15. Курский государственный университет 16. Волгоградская академия государственной службы 17. Академический инновационный университет 18. Саратовский государственный университет им. Н.Г. Чернышевского, Балашовский филиал 19. Саратовский государственный технический университет 20. Государственная академия славянской культуры, г. Москва 21. Волгоградский государственный медицинский университет 22. Саратовский государственный социально – экономический университет 23. Камышинское педагогическое училище 24. Камышинский технический колледж 25. Камышинское медицинское училище № 26. МОУ ДОД «Станция юных техников», педагог дополнительного образования г. Балашов 27. ЗАО «Ресурсосберегающие и экологические системы» г. Курск 28. Нижневолжская станция по селекции древесных пород ВНИАЛМИ 29. Всероссийский научно-исследовательский институт агролесомелио рации 30. ГУ «Камышинское лесничество»

ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО ОБРАЗОВАНИЮ ГОСУДАРСТВЕННОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ ВОЛГОГРАДСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ КАМЫШИНСКИЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ ИНСТИТУТ (ФИЛИАЛ) ВОЛГОГРАДСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ИННОВАЦИОННЫЕ ТЕХНОЛОГИИ В ОБУЧЕНИИ И ПРОИЗВОДСТВЕ Материалы V Всероссийской научно практической конференции г. Камышин 4-6 декабря 2008 г.

Том Камышин ББК 74.58ф И ИННОВАЦИОННЫЕ ТЕХНОЛОГИИ В ОБУЧЕНИИ И ПРО ИЗВОДСТВЕ: Материалы V Всероссийской научно-практической конференции, 4–6 декабря 2008 г.: В 3 т. Том 1. – Волгоград, 2008.– 284 с.

В сборник материалов включены доклады, представленные на V Всероссийской научно-практической конференции " Инноваци онные технологии в обучении и производстве", проходившей в декабре 2008 года.

Под общей редакцией к. т. н. Назаровой М. В.

Материалы публикуются в авторской редакции.

Все адреса авторов КТИ ВолгГТУ, если не оговорено иначе:

403874 Волгоградская обл., г. Камышин, ул. Ленина, 6а.

Камышинский технологический институт (филиал) ВолгГТУ Тел. (84457) 9-20-13, Факс. (84457) 9-43- E-Mail: science@kti.ru, WEB: http://kti.ru ISBN 978-5-9948-0090-4 Волгоградский государственный технический университет, ОГЛАВЛЕНИЕ 1 ТОМА СЕКЦИЯ № 1. МЕХАНИКА МАТЕРИАЛОВ И КОНСТ РУКЦИЙ, РАСЧЕТ, ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ИСПЫТАНИЕ Адаменко Н. А., Казуров А. В., Никулин Д. А.

Исследование теплопроводности меднофторопластовых компо зиционных материалов....................................................................... Адаменко Н.А., Литвинов П.А.

Структурные изменения полиимида после ударно-волновой обработки....................................................................................... Адаменко Н.А., Нгуен Н.Х., Арисова В.Н., Стецюк А.Г.

Структурные изменения фенилона при ударно-волновой обра ботке..................................................................................................... Багмутов В. П., Захаров И. Н., Иванников А. Ю.

Особенности решения задачи о внедрении эллипсоидного штампа в неоднородное по упругим свойствам полупространство.............. Багмутов В. П., Столярчук А. С., Коробов А. В.

Феноменологическая модель «холодной» ползучести металлов.. Багмутов В. П., Тодорев А. Н.

Особенности определения упругих свойств коротковолокнистых композитов...........................................................................................

Белов А.В., Поливанов А.А., Попов А.Г.

Исследование влияния высокотемпературной водородной коррозии на несущую способность вращающейся конической оболочки...............................................................................................

Богданов Е. П., Шкода И. А.

Корреляционные параметры распределения микронапряжений в по ликристалле и форма девиаторного сечения поверхности разрушения Водопьянов В. И., Кондратьев О.В., Гаманюк С.Б., Горунов А.И.

К построению диаграммы деформирования после образования шейки Водопьянов В. И., Кондратьев О. В., Травин В. В.

К вопросу о соотношении средней и локальной пластической деформации при растяжении цилиндрических образцов с коль цевым надрезом..................................................................................

Гуревич Л.М., Трыков Ю.П., Арисова В.Н., Слаутин О.В., Зинченко А.Н.

Влияние рабочих напряжений на кинетику диффузии в стале алюминиевых соединениях................................................................ Гуревич Л.М., Трыков Ю.П., Даненко В.Ф., Булаева С.А., Арисова В.Н., Лавров Л.В., Сергиенко А.В.

Изменение структуры при отпуске сталеалюминиевой проволоки.. Кабанин В.В.

Расчет оболочек вращения, подвергающихся общей коррозии..... Кабанин В.В.

Результаты расчета оболочек вращения, подвергающихся корро зионному износу.................................................................................. Кисляков А. А.

Сравнительный анализ защиты мостовых железобетонных конструкций от воздействия агрессивных сред полимерными покрытиями и фибробетоном............................................................ Корзун С.Г О некоторых мерах повышения прочностной надежности........... Кудинов Д.Н., Фролов Д.Н.

Исследование динамики шагающего механизма при помощи комплекса программ T-FLEX............................................................ Кульков В.Г., Васильева Ю.В.

Влияние порообразования на фон зернограничного внутреннего трения... Кульков В.Г., Поляков А.С.

Концентрация вакансий на мигрирующей границе зерна.............. Маринин А.Н., Середина О.С.

К вопросу построения модели деформирования бетона с учетом совместного воздействия карбонизации, хлоридной и сульфатной коррозии........................................................................... Муравьёв Ю.В.

Особенности пластического изгиба образцов круглого сечения из мягких сталей..................................................................................

Муравьева Л.В.

Анализ безопасности сложных технических систем, заглублен ных в грунт..........................................................................................

Поливанов А.А.

К вопросу о расчете оптимальных геометрических характери стик оболочек вращения сложной формы........................................

Проничев Д.В., Горбунков Я.Ю., Курсаков А.И.

Теплопроводность композиционного материала Ст.3 – Ст.3......... Проничев Д.В., Курсаков А.И., Соколов А.А.

Исследование теплопроводности СКМ алюминий-сталь, полу ченного сваркой взрывом.................................................................... Семенова Л.М., Власова И.В., Бахрачева Ю.С., Генрих Н.Ю.

Прогнозирование влияния радиационного облучения на трещи ностойкость реакторных сталей......................................................... Семенова Л.М., Власова И.В., Бахрачева Ю.С., Генрих Н.Ю.

Управление комплексом свойств конструкционных сталей мето дом термоциклического воздействия............................................... Скрипчук Г.А.

Взаимодействие металлов с водородом............................................. Сурнина Е.К., Атаева Е.К.

Напряженно-деформированное состояние замкнутой цилинд рической оболочки при действии осесимметричной нагрузки... Трыков Ю.П., Арисова В.Н., Шморгун В.Г., Слаутин О.В., Самарский Д.С., Кондрашов Е. Г.

Свойства слоистых магниево-алюминиевых композитов............... Трыков Ю.П., Гуревич Л.М., Арисова В.Н., Трудов А.Ф., Покатаев Е.П., Самарский Д.С., Богданов А.И.

Структура и свойства СМК и СИК, полученных с помощью комплексных технологий................................................................... Трыков Ю.П., Гуревич Л.М., Донцов Д.Ю., Шморгун В.Г., Богданов А. И.

Зависимость механических свойств соединений от4-ниобий медь -12х18н10т от толщин промежуточных слоев........................ Трыков Ю.П., Гуревич Л.М., Метелкин В.В., Качур С.Ю., Киселев О.С., Кондратьев А.

Влияние закалки на структуру и твердость интерметаллидного титано-алюминиевого композита...................................................... Трыков Ю.П., Гуревич Л.М., Проничев Д.В., Слаутин О.В., Самарский Д.С., Богданов А.И.

Комплексные технологии получения слоистых металлических и интерметаллидных композитов........................................................ Трыков Ю.П., Покатаев Е.П., Самарский Д.С.

Остаточные напряжения в сваренных взрывом магниево алюминиевых композитах.................................................................. Тужиков О.О., Медников С.В., Желтобрюхов В.Ф., Ольшанский О.В.

Исследование озоностойкости вулканизатов в условиях плоско го напряженного состояния................................................................ Тырымов А.А.

Элементарная ячейка графовой модели для тел вращения с упру гими характеристиками, меняющимися вдоль радиуса..................

Тышкевич В.Н.

Рациональное проектирование трубопроводов из армированных пластиков............................................................................................. Тышкевич В.Н., Орлов С.В.

Определение осевых деформаций подшипниковых колец............

Федоров М.В.

Циклические деформации пологих оболочек с учетом коррози онного износа материала................................................................... Шморгун В.Г., Трыков В.Г., Донцов В.Г., Слаутин О.В., Хахалев А.В.

Влияние термического воздействия на структуру околошовной зоны титано-стального композита..................................................... Шморгун В.Г., Трыков Ю.П., Богданов А.И., Зинченко А.Н.

Диффузионные процессы в никель-алюминиевом композите....... СЕКЦИЯ № 2. ИННОВАЦИИ В ЭНЕРГЕТИКЕ И ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИИ Агринская С.А.

Исследование алгоритмов управления качеством процесса рек тификации............................................................................................ Артюхов И.И., Тарисов Р.Ш.

Динамические характеристики системы стабилизации температуры газа с частотно-регулируемым электроприводом вентиляторов............ Артюхова И.И.

Аспекты качества электрической энергии в системе электро снабжения газотурбинной компрессорной станции......................... Ахмедова О.О.

Анализ электрофизических методов очистки сточных вод............ Ахмедова О.О., Ментюков М.С.

Ветроэнергетическая установка с вертикальным расположением оси вращения........................................................................................ Башкевич В.Я., Аверьянов С.В., Угаров Г.Г., Петров В.В.

Опыт разработки и внедрения систем мониторинга воздушных линий электропередачи сетевого района.......................................... Березнев Ю.И., Ерошенко Г.П., Бакиров С.М.

Экономический мониторинг сельских ВЛ напряжением 0,38 и 10 кВ..

Галущак В.С., Сошинов А.Г., Угаров Г.Г.

Сравнительный анализ систем уличного освещения с разными видами источников света.................................................................... Ерошенко Г.П., Шишинина Н.Г.

Результаты испытаний электродного водонагревателя с объем ным экраном......................................................................................... Завалишин В. В.

Актуальность применения многотопливных дизель генераторных установок в системах электроснабжения.................. Земцов А.И., Борисевская Н.М.

Анализ схем источников питания СВЧ электротехнологических установок.............................................................................................. Каблов В.Ф., Суркаев А.Л., Костин В.Е., Соколова Н.А., Кумыш М.М., Усачев В.И., Лысов Э.А.

Исследование влияния ударного воздействия электрического разряда на организмы-обрастатели................................................... Курдя В.В., Степанов С.Ф.

Концепция сотовой энергетики как процесс интегрирования локаль ных систем электроснабжения с единой энергосистемой страны.........

Лебедева Ю.В.

Анализ основных направлений повышения надежности работы линий электропередачи в условиях гололедно-ветровых нагрузок.

Лебедева Ю.В, Шевченко Н.Ю.

Концепции безаварийной работы воздушных линий электропе редачи при экстремальных метеовоздействиях...............................

Лебедева Ю.В., Шевченко Н.Ю.

Применение многогранных металлических опор для повышения надежности линий электропередачи................................................. Панасенко М. В.

Способы и устройства питания элементов информационно-измери тельных систем мониторинга воздушных линий электропередачи.... Рыбкина И.Ю., Хавроничев С.В.

Обзор современных тенденций в применении вакуумных вы ключателей........................................................................................... Седов М.Н., Качоровский А.Б.

Вибродиагностика низкооборотных роторных машин................... Сошинов А.Г., Галущак В.С.

Инновационные технологии в автономных светильниках.............. Сошинов А.Г., Галущак В.С., Карпенко О.И., Евсеенков В.А.

Электропривод для велотранспорта................................................... Суркаев А.Л., Кумыш М.М., Зубович С.О., Усачев В.И.

Моделирование квазиоднородного электрического взрыва коль цевой фольги........................................................................................

Трохимчук М.В., Маштаков А.С.

Анализ современного состояния энергосистемы Московского региона Хавроничев С.В., Костин М.Н.

Анализ всхожести семян фасоли в результате обработки их электростатическим полем................................................................. Худокормов Н.Н., Мищенко Е.В., Кривоногов Б.М.

Активаторы горения и их роль при применении альтернативных топлив для целей ресурсоэнергосбережения, повышения эколо гической и энергобезопасности объектов тепловой энергетики.... Шевченко Н.Ю, Лебедева Ю.В.

Сравнительные характеристики изоляторов напряжением 110 кВ Шевченко Н.Ю., Лебедева Ю.В.

Выбор критериев сравнительной технико-экономической эффек тивности проектирования и строительства электрической сети... Шевченко Н.Ю., Лебедева Ю.В.

Новые технологии в производстве проводов ВЛЭП....................... Шевченко Н.Ю., Лебедева Ю.В.

Эффективные конструкции элементов ВЛЭП, противодейст вующие экстремальным метеовоздействиям................................... Шилин А.А.

Информационно-телекоммуникационная система контроля по вреждений воздушных электрических сетей...................................

Шилин А.Н., Карпенко О.И.

Надежность электроснабжения в условиях реформирования электроэнергетики...............................................................................

Шилин А.Н., Крутякова О.А.

Численное моделирование переходных процессов в линиях с распределенными параметрами.........................................................

Юдин Н.Г., Смирнов М.А., Рубанов А.В.

Автоматизированная система расчёта неизвестного тока мето дом потенциальной диаграммы........................................................

СЕКЦИЯ № 3. АКТУАЛЬНЫЕ ПРОБЛЕМЫ ТЕКСТИЛЬ НОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ Бойко С.Ю.

Исследование методов оценки теплозащитных свойств ткани....... Бойко С.Ю.

Исследование устойчивости ткани под действием нагрузки.......... Гаврилов М.С., Донская Е.А.

Синтез и гипотензивная активность некоторых соединений ряда 3,4-дигидроизохинолина....................................................................

Гаврилов М.С., Часовская М.А.

Гидролитическая устойчивость связи красителя активного ярко голубого 2СХ с хлопковым волокном........................................... Короткова М.В.

Определение коэффициента повреждаемости нитей основы, про бранных в различные ремизки на станке СТБ-2-216 при выработке ткани вельвет-корд.............................................................................. Назарова М.В., Березняк М.Г.

Анализ возможности использования численных методов моде лирования для оценки напряженности работы текстильного обо рудования............................................................................................. Назарова М.В., Давыдова М.В.

Разработка пакета программ для расчета организационно экономической части бизнес-плана текстильного предприятия.... Назарова М.В, Романов В.Ю., Меркулов К.И.

Исследование влияния параметров строения хлопчатобумажной пряжи на повреждаемость нитей при переработке их на ткацком оборудовании Назарова М.В, Фефелова Т.Л.

Особенности проектирования тканей, защищающих человека от воздействия внешних факторов......................................................... Романов В.Ю.

Исследование влияния величины заступа на напряженность ос новы при выработке тканей различных переплетений.................... Синячкина И.В, Панин М.И., Иванова С.Л.

Исследование структур мотальных паковок, обеспечивающих оптимальный процесс сматывания нити........................................... Снежков С.В, Розанов А.С., Панин А.И.

Разработка мероприятий по уменьшению разнодлинности нитей в намотке лент на барабан сновальных машин................................. Согуренко И.Р.

Об опыте проведения производственной практики студентов, организуемой на кафедре ТТП....................................................... Фефелова Т.Л.

Исследование влияния заправочных параметров станка на жест кость ткани.......................................................................................... Фефелова Т.Л, Трифонова Л.Б.

Исследование методов проектирования тканей специального назначения Авторский указатель........................................................................

СЕКЦИЯ № МЕХАНИКА МАТЕРИАЛОВ И КОНСТРУКЦИЙ, РАСЧЕТ, ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ИСПЫТАНИЕ УДК 678.743:539. ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ МЕДНОФТОРОПЛАСТОВЫХ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ Адаменко Н. А., Казуров А. В., Никулин Д. А.

ВолгГТУ, (8442)24-80-61, (8442) 23-99-41, E-Mail: mv@vstu В работе исследовано влияние способа получения, термической обра ботки и концентрации наполнителя на теплопроводность наполненных меднофторопластовых композитов. Установлено, что взрывное прессова ние приводит к повышению теплопроводности исследуемых композитов, особенно сильно при содержании меди более 50 % об., что обусловлено повышенным адгезионным взаимодействием между металлом и полиме ром и сваркой металлических частиц.

Фторопласт-4 (Ф-4) является уникальным антифрикционным мате риалом, в который для повышения триботехнических свойств вводят ме таллы (особенно медь), что позволяет увеличить теплоотвод от поверхно сти трения и повысить прочностные характеристики.

Целью работы являлось исследование влияний взрывной обработки и последующего спекания на структуру и теплопроводность меднофторо пластовых композитов.

В настоящей работе проводились сравнительные исследования теплопроводности меднофторопластовых композитов, получаемых статическим (СП) и взрывным прессованием (ВП). Содержание меди дисперсностью 40 мкм вырьировалась от 10 до 70 % об. Статическое прессование осуществляли на прессе давлением 100 МПа, взрывное – с помощью взрывного нагружения в ампуле. При этом плотность взрывных образцов соответствовала статически спрессованным. Спекание осуществляли в свободном состоянии при 380 0С с выдержкой 15 минут на один миллиметр толщины образца. Теплопроводность измерялась по стандартной методике на установке КИТ-02ц.

Результаты исследований показали, что с увеличением содержания меди с 10 до 70 % теплопроводность наиболее сильно повышается после ВП: более чем в 26 раз, с 1,9 до 49,7 Вт/м·К, а после СП всего в 3 раза, с 1,2 до 3,6 Вт/м·К.

При этом резкое увеличение теплопроводности (до 22,5 Вт/м·К) спрессованных взрывом образцов наблюдается при концентрации меди более 40 %, что обусловленно сменой механизмов теплопередачи. При наполнении Ф-4 медью до 40 % теплопроводность определяется непрерывной полимерной матрицей, где теплопередача осуществляется за счет колебаний решетки и макромолекул в кристаллической и аморфной фазах. Наполнение более 40 % меди сопровождается преимущественным включением механизмов теплопроводности для металлов, то есть теплопередача осуществляется за счет движения электронов. Незначительное повышение теплопроводности спрессованных взрывом фторопластовых композитов при наполнении менее 40 % меди по сравнению со статически спрессованными образцами объясняется более высоким адгезионным взаимодействием между медью и Ф 4, однако из-за того, что основную роль в теплопередачи играет полимер, являющимся теплоизолятором, кардинального изменения свойств не происходит. При наполнении более 40 % меди между металлическими частицами при ВП возникает повышенное межчастичное взаимодействие, являющееся результатом кратковременного действия повышенных давлений и температур, что приводит к их сварке с образованием непрерывной армирующей металлической фазы (каркаса) и вызывающее скачкообразное повышение теплопроводности. В отличие от ВП при СП наблюдается лишь механический контакт между медными частицами в композите, с сохранением в зоне контакта повышенного теплового сопротивления, что приводит к существенно меньшим теплопроводным свойствам.

Спекание противоположно влияет на изменение коэффициента теплопроводности в меднофторопластовых композитах после ВП и СП.

Спекание статически спрессованных меднофторопластовых композитов приводит к повышению теплопроводности до 2 раз, например спекание композитов наполненных 10 и 70 % меди после СП повышает коэффициент теплопроводности почти в 1,2 и 2 раза, соответствено с 1,2 до 1,4 Вт/м·К и с 3, до 7,1 Вт/м·К. Это очевидно связано с монолитизацией полимерной матрицы и некоторым повышением адгезионного взаимодействия в композите. Спекание композитов после ВП приводит к снижению коэфициента теплопроводности в 1,4-2 раза. Например, спекание фторопластовых композитов после ВП, наполненных 10 и 60 % меди снижает коэффициент теплопроводности почти в 1,4 раза, соответствено с 1,9 до 1,4 Вт/м·К и с 44,6 до 31,8 Вт/м·К, что может быть связано с аморфизацией структуры полимера, изменением состава медной фазы или с активным взаимодействием полимер-наполнитель при нагреве.

Таким образом взрывное прессование обеспечивает повышенное адгезионное и межчастичное взаимодействие, что обеспечивает более высокие значения коэффициента теплопроводности. При этом наиболее эффективна взрывная обработка высоконаполненных композитов.

УДК 678.743:539. СТРУКТУРНЫЕ ИЗМЕНЕНИЯ ПОЛИИМИДА ПОСЛЕ УДАРНО-ВОЛНОВОЙ ОБРАБОТКИ Адаменко Н.А., Литвинов П.А.

ВолгГТУ, (8442)24-80-61, (8442) 23-99-41, E-Mail: mv@vstu Полиимиды хорошо известны как класс наиболее разработанных тер мо-стойких полимеров, используемых в промышленных масштабах для работы в термоэкстремальных условиях.

Вследствие повышенной жесткости цепей макромолекул и сильного меж-молекулярного взаимодействия полиимидам свойственна низкая деформируемость в области температур размягчения и текучести. По этому известные в настоящее время способы получения изделий на осно ве полиимидов не всегда позволяют создать материалы с требуемым со четанием составов и свойств, что сдерживает возможности реализации уникальных свойств этих полимеров и требует перехода к новым техно логическим процессам. Перспективным методом преработки неплавкого полиимида ПМ-68 является ударно-волновая обработка.

Исследование влияния взрывной обработки на структуру полиимида ве-сьма актуально, так как этот полимер обладает высокой термостойко стью и его переработка требует применения высоких давлений и длитель ного спекания, что усложняет процесс изготовления изделий с высокими технико-эксплуатационными свойствами. Прессовки из полиимида, как и других полимеров, после УВО требуют спекания для монолитизации по лимера. УВО способствует лучшему межмолекулярному взаимодействию, что позволяет проводить спекание полиимида в свободном состоянии.

В данной работе исследовались структурные изменения полиимида ПМ-68 после ударно-волновой обработки (УВО) по схеме плоского на гружения, а также до и после спекания (t=4200C) в сравнении со статиче ским прессованием (СП) методом рентгеноструктурного анализа (РСА).

Рентгеноструктурный анализ проводился на дифрактометре ДРОН - 3,0 в медном излучении с никелевым фильтром. Исследование включало опре деление степени кристалличности (). Полученные результаты оценива лись по дифракционным кривым, съемка которых проводилась на образ цах в интервале углов 2 от 10 до 60. Применение УВО приводит к за метному изменению в структуре полиимида.

Структурная модификация, происшедшая в полимерах при взрывном наг-ружении обусловлена повышенной дефектностью, изменением сте пени кристалличности и размеров кристаллических образований.

Степень кристалличности полиимидов после взрыва уменьшается. Спе кание образцов также приводит к уменьшению степени кристалличности полимеров. Так, степень кристалличности исходного порошка полиимида ПМ-68 составляет 2328 % и его термообработка приводит к аморфизации.

При ударной обработке полиимида ПМ-68 на рентгенограммах появляются новые линии в интервале углов 2=29,531, что может свидетельствовать об образовании новой кристаллической фазы. Степень кристалличности полимера при этом уменьшается (до 1320 %), и при последующей термо обработке при температурах 400460 С степень кристалличности про должает немного убывать до 1015%. Развивается мультиплетность линий новой фазы и меняется соотношение их интенсивностей, что свидетельст вует об изменении количественного соотношения фаз.

УДК 678.743:539. СТРУКТУРНЫЕ ИЗМЕНЕНИЯ ФЕНИЛОНА ПРИ УДАРНО-ВОЛНОВОЙ ОБРАБОТКЕ Адаменко Н.А., Нгуен Н.Х., Арисова В.Н., Стецюк А.Г.

ВолгГТУ, (8442)24-80-61, (8442) 23-99-41, E-Mail: mv@vstu Деформационно-прочностные свойства полимеров зависят не только от надмолекулярных структурообразований, но и от более тонкого уровня ор ганизации струкутры (степени кристалличности, размера кристаллитов, мик ропряжений II рода и др.). В процессе взрывного прессования полимерных порошков создаются определенные условия ударно-волнового нагружения, которые могут оказывать воздействие на структуру полимеров.

В данной работе исследовались структурные изменения фенилона С (ароматического сополиамида) после ударно-волновой обработки (УВО) по схеме плоского нагружения, а также после спекания (t=3600C) в сравнении со статическим прессованием (СП) методом рентгеноструктурного анализа (РСА). Исследование на установке «ДРОН – 3.0» включало определение степени кристалличности (), среднего межслоевого расстояния (Сам), харак терного для аморфных областей фенилона, размера кристаллитов (D), физи ческого уширения () и уровня относительной деформации решетки (d/d).

Сравнительные результаты влияния различных видов обработки и после дующего спекания на структуру фенилона С3 приведены в табл. 1.

Таблица 1 – Результаты РСА фенилона С3.

Вид P, tспекание, Cам,, D, d/d x10- обработки ГПа С % мрад. - - - - - 0, CП 360 8 3,85 - - - 12 3,02 - - 0, 360 22 3,13 26,91 55 27, - 21 3,98 - - 1,3 360 22 3,06 12,75 117 13, ВП 360 (под Р) 10 3,36 23,84 63 24, - 16 3,99 - - 2, 360 20 3,45 19,95 75 20, - 14 3,87 - - 3, 360 26 3,63 23,22 64 23, Установлено, что структура исходного фенилона является аморфной, а взрывная обработка приводит к его кристаллизации. Структура фени лона после взрывного прессования (ВП) в зависимости от давления УВО является аморфно-кристаллической со степенью кристалличности 10 22%. При давлении выше или ниже некоторого порогого значения (Р=1, ГПа) степень кристалличности снижается. Это связано с влиянием интен сивности, длительности УВО и связанного с ними теплового воздействия (степень нагрева и воздействие остаточных температур) на процесс крис сталлизации полимера [3-4]. При давлении 1,3 ГПа степень кристаллич ности имеет наибольшое значение и составляет 21-22%.

Повышение дефектов, образование активных центров в ударном фронте являются инициирующей стадией дальнейших превращений при нагреве полимера. Высокое давление, вызывая более неравновесное со стояние структуры, приводит полимер в более активированное состоя ние, что оказывает значительное влияние на последующее спекание прессовок. Известно [1,2], что фенилон С3 является термически трудно кристаллизирующимся сополимером и обладает малой склонностью к кристаллизации при спекании. Показано, что процесс кристаллизации фенилона, прошедшего УВО, при спекании идет интенсивнее, чем после статического прессования, что подтверждается повышением степени кристалличности.

Из табл.1 видно, что после УВО при всех исследован ных значениях давлений и после спекания степень кристалличности фе нилона увеличивается в 2-3 раза по сравнению со статическим прессова нием. Величина давления УВО оказывает существенное влияние на про цесс кристаллизации при спекании. При давлении выше или ниже 1, ГПа размер кристаллитов уменьшается и структурные искажения кри сталлической решетки ( и d/d) увеличиваются, а с повышением давле ния УВО степень кристалличности фенилона имеет тенденцию к увели чению и составляет 26% при давлении 3,8 ГПа. При давлении 1,3 ГПа структурные искажения кристаллической решетки снижаются в 1,5- раза (=12,75 мрад, d/d=13,17х10-3) по сравнению с остальными давле ниями, а размер кристаллитов фенилона увеличивается в 1,5-2 раза и со ставляет 117, что примерно в два раза больше, чем у хорошо кристалли зующегося фенилона П после горячего прессования [1]. У всех образцов наблюдается увеличение степени кристалличности при спекании.

Анализ дифрактограм фенилона С3 после УВО и последующего спе кания при различных давлениях показал, что при обработке высоким давлением (3,8 ГПа) исчезли кристаллические пики при углах отражения 2=14°, 2=23° и их количество при больших углах (32° и более) ниже, чем при более низких давлениях, а при давлении 0,7 ГПа исчезли кри сталлические пики при углах 2=21°, 2=24° и 2=27°. При давлении 1, ГПа интенсивность кристаллических пиков при углах 2=21°, 2=23° и 2=24° увеличилась по сравнению с более высокими давлениями и исчез кристаллический пик при 2=27°. Однако при последующем спекании у фенилона, обработанного высоким давлением (от 2,2 до 3,8 ГПа) интен сивность кристаллических пиков при углах 2=21°, 2=23° и 2=24° по вышается, а более низким давлением- несколько снижается, что объясня ется большей активацией фенилона при высоких давлениях УВО. У фе нилона, обработанного давлением (от 0,7 до 1,3 ГПа) при последующем спекании появляюся новые пики углах 2=28°, 2=55° и 2=59°. Причем при давлении 1,3 ГПа интенсивность пика при углу 2=28° имеет высо кое значение. Общим для фенилона, обработанного УВО является появ ление новых кристаллических пиков и при последующем спекании их нтенсивность увеличивается, а следовательно степень кристалличности повышается. Кроме того, при больших углах появляются отражения от кристаллической фазы при больших углах, не характерные для фенилона.

На изменение структуры фенилона влияют не только параметры УВО и последующее спекание, но и условия, при которых происходит спекание. Ус тановлено, что при спекании под давлением кристаллические пики при углах 2=14° и 2=24° совершено исчезли, а кристаллические пики при других углах имеют меньшую интенсивность по стравнению со соответствующими пиками у фенилона, подвергнутого спеканию в свободном состоянии. Степень кри сталличности и размер кристаллитов у фенилона после спекания под давлени ем существенно ниже, чем при спекании в свободном состоянии и их значения составляют лишь 10% и 63, соответственно, а структурные искажения кри сталлической решетки повышаются почти в 2 раза (=23,84 мрад, d/d=24,82х10-3). Снижение степени кристалличности и размера кристаллитов при спекании под давлением обьясняется снижением молекулярной подвиж ности полимера в условиях сжатия, то есть механическим стеклованием [1].

Таким образом, структурные изменения в фенилоне зависят не только от давления УВО, но и условий последующего спекания. Повышение упорядо ченности аморфного фенилона при УВО и последующем спекании сущест венно повышает его прочность, снижает деформируемость и приводит к рас ширению области его работоспособности в сторону больших напряжений.

Список литературы 1. Термостойкие ароматические полиамиды/ Л.Б. Соколов, В.Д. Герасимов, В.М.

Савинов, В.К. Беляков. М.: Химия, 1975.-256с.

2. Буря, А.И. Взаимосвязь морфологии и свойств материалов на основе фенилона/А.И.

Буря, О.Г. Приходько // Трение и износ –1998.-№3.-С.38- 3. Структурные изменения полиоксибензоила при взрывной обработке/ Адаменко Н.А., Агафонова Г.В.,. Арисова В.Н, Литвинов П.А..// Физика и химия обработки материалов. – 2007.- №4, С.52- 4. Структурные изменения фторопласта при взрывном прессовании в цилиндрических ампулах/Адаменко Н.А., Трыков Ю.П., Арисова В.Н. и др. //Физика и химия обработки материалов. – 2000. - №5. - С. 54-57.

УДК 539. ОСОБЕННОСТИ РЕШЕНИЯ ЗАДАЧИ О ВНЕДРЕНИИ ЭЛЛИПСОИДНОГО ШТАМПА В НЕОДНОРОДНОЕ ПО УПРУГИМ СВОЙСТВАМ ПОЛУПРОСТРАНСТВО Багмутов В. П., Захаров И. Н., Иванников А. Ю.

Волгоградский государственный технический университет (8442) 23-31-75, e-mail: Sopromat@vstu.ru Применение современных технологий упрочнения концентрирован ными потоками энергии требует решения задач, учитывающих, неодно родность свойств по глубине изделия и изменения формы поверхности контакта при эволюции в пространстве и времени источника термо силового воздействия.

Основные уравнения и постановка задачи Для анализа НДС, возникающего в материале в ходе действия нестацио нарных тепловых полей и контактных давлений, необходимо найти одно значно определённые функции компонент перемещения (u, v, w) в некоторой области и на её границах, удовлетворяющие следующим уравнениям:

а) в объёме расчётной области – трём уравнениям движения в форме Дюгамеля-Неймана [1]:

2 1 2u 1, (1) t T u ;

(u v w), ( x y z ) G t 1 2 x 1 2 x где T – изменение температуры в рассматриваемой точке в течение исследуемого промежутка времени;

2 – оператор Лапласа;

u v w.

x y z x 2 y 2 z б) на наружных и внутренних (для многосвязных областей) поверх ностях – граничным условиям, записанным для перемещений и напряже ний;

В связи со спецификой рассматриваемой задачи применительно к ме тодам поверхностного упрочнения [2] основными геометрическими фор мами расчётных областей в данной работе являются:

Полупространство (деталь) – при исследовании локальных эффек тов от воздействия на материалы концентрированных потоков энергии.

Такое полупространство рассматриваются как непрерывное и кусочно неоднородное;

Эллипсоид вращения – абсолютно жесткое тело, рассматриваемое в качестве штампа.

Численная процедура определения области контакта Рассмотрим методику численного (на основе метода конечных разно стей) определения перемещений поверхности контакта.

1. В первом приближении (блок 1 на рис. 1) необходимо назна чить перемещения ws(x, y) в одном или нескольких узлах разностной сет ки (область s на рис. 1), ближайших к центру пятна контакта. Величину w s wc в центральной точке на этом этапе можно определить прибли жённо, например – из решения задачи о равномерной по площади круга (радиусом a) нагрузке q на границе полупространства [3]:

2 1 2 (2) w qa c E Для соседних узлов перемещения ws назначаются исходя из аналити ческих соотношений, описывающих геометрию внешней поверхности жёсткого штампа, который в данной работе описан в прямоугольной сис теме координат с центром в точке (x0, y0, z0) уравнением эллипсоида (с размерами полуосей a0, b0, c0 ):

( x x0 ) 2 ( y y 0 ) 2 ( z z 0 ) 2 (3) 2 2 a0 b0 c 2. Задав в первом приближении перемещения ws для выбранных то чек, необходимо найти решение контактной задачи (блок 2 на рис. 1) по определению расчетного поля перемещений wt(x, y), точек поверхности вне заданного массива точек.

Рис. 1. Функциональная схема определения поверхности контакта 3. На следующем этапе (блок 3, рис. 1) производится сопоставление по лученной на предыдущем этапе деформированной поверхности и поверхно сти штампа в зоне их контакта. В узлах сетки (обозначим их, как s+1), непо средственно прилегающих к области s, где в данном приближении были за даны перемещения ws, проверяются условия отсутствия пересечения указан ных поверхностей, а именно – перемещения точек деформированной по верхности не могут быть меньше перемещений соответствующих точек на поверхности жёсткого штампа ws(x, y) в направлении действующей нагрузки:

wt x, y ws x, y (4) В случае, если данное условие не выполняется для какого-либо из уз лов области s+1, то перемещения в нём должны быть приведены в соот ветствие с перемещениями поверхности штампа (блок 3, рис. 1).

Полученное таким образом в области s+1 поле перемещений составит граничные условия для следующего приближения. Далее процедура рас чёта должна быть повторена, начиная с пункта 1, до тех пор, пока усло вие (4) не будет выполнено для всех точек в области контакта.

4. После того, как достигнуто соответствие профилей контактирую щих поверхностей в области контакта рассчитывается равнодействующая F нормальных напряжений z в этой зоне.

Значение силы F сравнивается с нагрузкой F0, действующей на штамп по условию. В случае если они отличаются на величину, большую заданной погрешности, перемещение wc в центре пятна контакта, назна ченное в предыдущем приближении, должно быть скорректировано. Для этого из соотношения сил F и F0 устанавливается, степень изменения перемещения wc для следующей итерации.

Результаты и их обсуждение На рис. 2 в качестве примера приведено распределение перемещений в однородном по упругим свойствам полупространстве, где модуль Юнга 200 ГПа, коэффициент Пуассона 0,25 и T=0.

На (рис. 3) представлены графики распределений точек поверхности в направлении перемещения w в продольном и поперечном сечение полу пространства, а также внедряемый в него жесткий штамп.

Рис. 2 Поля перемещений в однородном, изотропном полупространстве при движении штампа Рис. 3 Графики распределения перемещений w в поверхности полупространства:

а- продольное сечение, б- поперечное сечение.

Список литературы 1. Безухов, Н.И.;

Бажанов, В.Л.;

Гольденблат, И.И. и др. Расчеты на прочность, устой чивость и колебания в условиях высоких температур. - М.: Машиностроение, 1965. – 2. В.П. Багмутов, С.Н. Паршев, Н.Г. Дудкина, И.Н. Захаров. Электромеханическая об работка: технологические и физические основы, свойства, реализация: монография. - Ново сибирск: Наука, 2003. - 318 с.

3. Галин Л.А. Контактные задачи теории упругости и вязкоупругости. М.: Наука, 1980. - Работа выполнена при поддержке гранта РФФИ № 08-08-12070-офи УДК 539. ФЕНОМЕНОЛОГИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ «ХОЛОДНОЙ» ПОЛЗУЧЕСТИ МЕТАЛЛОВ Багмутов В. П., Столярчук А. С., Коробов А. В.

Волгоградский государственный технический университет (8442) 23-31-75, e-mail: Sopromat@vstu.ru При повторных нагрузках – в особенности в случаях асимметрии цикла изменения напряжений близкой к нулю – в металле возникает яв ление циклической ползучести [1]. Поскольку в этом случае деформация для большинства конструкционных материалов развивается уже при комнатной температуре, это явление, в отличие от высокотемпературной ползучести, иногда называют «холодной» ползучестью.

На основании проведенного анализа экспериментальных данных, в общем виде можно записать выражение для определения циклического макроповреждения = n / N (n – текущее число циклов, N – долговеч ность) материала в условиях «холодной» ползучести в форме:

k Э H d (1) Здесь k – коэффициент, определяемый из начальных условий;

= / о – относительный уровень исчерпания статического запаса пластичности о в процессе накопления деформации циклической ползучести;

Э() – безразмерная мера неопределенности поврежденного состояния материала (безусловная энтропия), определяемая статистически по поврежденному состоянию локальных объемов;

H() – условная энтропия, характеризую щая передачу информации между локальными источниками информации.

В нашем случае условную энтропию можно интерпретировать как энтро пию взаимодействия повреждений соседних микрообъемов материала.

Принимая, в первом приближении, гипотезу об отсутствии взаимодействий повреждений, т. е. гипотезу об отсутствии передачи информации между локальными источниками, получаем H() = 0. Поэтому выражение (1) уп рощается и согласно работы [2] записывается в виде:

( ) k Э ( ) d. (2) Безусловную энтропию в работе [3] предложено определять как функ цию уровня исчерпания статического запаса пластичности:

(3) Э ( ) [T ( ) log 2 T ( ) D( )log 2 D( )], где T, D – вероятности двух типов повреждения (трещиной и накоп ленной деформацией соответственно) элемента структуры материала в его локальном объеме, удовлетворяющие условию аддитивного сложе ния: T + D = 1. Принимается, что эти вероятности – функции. В частно сти, вероятность найти трещину в случайном локальном объеме описы вается выражением:

С T ( ) 2 1, (4) в котором c – структурно-чувствительный параметр, зависящий от ма териала и условий его нагружения. Используя принятое условие сложе ния двух вероятностей (T, D), можно записать формулу и для D(). Коэф фициент k, согласно начальным условиям ( = 1, = 1 – для квазистати ческой области разрушений), получим в виде:

1 (5) k.

Э( )d Таким образом, интегральное уравнение (2) представим как Э( )d (6) ( ).

Э ( )d Из (6) видно, что полученное выражение – функция относительной характеристики = / о. Представляет также интерес оценить поврежде ние как функцию самой деформации.

Задачами настоящей работы являются: представить как функцию не посредственно деформации циклической ползучести и установить взаимо связь между двумя предложенными подходами в описании повреждения.

Для выполнения первой задачи в интегралах (2), (5), (6) перейдем к переменной :

(7) ( ) k Э ( )d, k где (8) k о, о Э ( )d ( ) [Т ( )log Т ( ) D( )log D( )], (9) Э 2 ( ) 2( / о )С 1. (10) Т Назовем интеграл (7) мерой макроповреждения, получаемого мате риалом в зависимости от деформации циклической ползучести. Таким образом, модель макроповреждения определяется интегральным уравне нием (7), аналогичным (2).

Вторая задача при этом выполняется автоматически. Из (7) видно, что функция ( ), описывающая деформационное повреждение при циклической ползучести через, по структуре формулы идентична функ ции ( ) и также как последняя удовлетворяет начальным условиям:

0;

= о 1. Коэффициент k в полученном интегральном урав нении может быть рассчитан по формуле (8). Кроме того, очевидно, что функции (9) и (10) совпадают с функциями (3) и (4).

Сопоставление экспериментальных данных, полученных при коэф фициенте асимметрии R = 0 и при различных, но постоянных в каждом конкретном опыте, напряжениях для широкого круга конструкционных материалов разных классов (сталь 40Х;

титановый сплав ВТ6;

сталь 45;

-титан;

электротехническая медь) с расчетными значениями цикличе ского макроповреждения согласно выражений (2) и (7), показало их удовлетворительное совпадение. Это позволяет рекомендовать для прак тических расчетов реальных элементов конструкций разработанную фе номенологическую модель «холодной» ползучести в указанной области и указанных условиях нагружения этих элементов.

Выводы 1. На основании гипотезы об отсутствии взаимодействия двух типов повреждений (без нарушения сплошности среды и с нарушением – тре щиной) материала в соседних микрообъемах записано интегральное уравнение для определения циклического макроповреждения в малоцик ловой квазистатической области разрушений, базирующееся на понятии безусловной энтропии механического состояния.

2. Показано, что в качестве аргумента подынтегральной функции без условной энтропии (неопределенности поврежденного состояния мате риала в локальном объеме при «холодной» ползучести) может прини маться как относительный уровень исчерпания статического запаса пла стичности, так и непосредственно сама деформация ползучести.

3. Установлено, что безусловная энтропия не зависит от выбора аргу мента принятой функции неопределенности поврежденного состояния.

Список литературы 1. Стрижало В. А. Циклическая прочность и ползучесть металлов при малоцикловом нагружении в условиях низких и высоких температур. – Киев: Наукова думка, 1978. – 238 с.

2. Столярчук А. С. Теоретико-информационная модель малоцикловой повреждаемо сти материала // Прогрессивные методы и технологии получения и обработки конструкци онных материалов. Тезисы докл. Междунар. научно-техн. конф. – Волгоград: ВолгГТУ, 1997. – С. 59-60.

3. Bagmutov V. P. Description of Cyclic Creep on Basis of Entropian Approach / V. P.

Bagmutov, A. S. Stolyarchuk // Mechanika. Kaunas. Tehnologija, 2000. – Nr. 1 (21). – P. 25-28.

УДК 539. ОСОБЕННОСТИ ОПРЕДЕЛЕНИЯ УПРУГИХ СВОЙСТВ КОРОТКОВОЛОКНИСТЫХ КОМПОЗИТОВ Багмутов В. П., Тодорев А.Н.

Волгоградский государственный технический университет (8442) 23-31-75, e-mail: Sopromat@vstu.ru Для расчета и проектирования изделий из ряда материалов, обладаю щих комплексом интересных (с точки зрения конструирования, техноло гии изготовления и обслуживания) свойств можно использовать расчет ную схему коротковолокнистого композита (ККМ).

Для прогнозирования свойств ККМ и управления ими необходимо иметь модель механического поведения, которая включает в себя модели напряженно-деформированного состояния (НДС) в области упругих де формаций, в области упругопластических деформаций, модель разрушения и др. Как правило, базовой для всех остальных является модель упругого поведения материала, важнейшим результатом которой является определе ние упругих свойств коротковолокнистых однонаправленных композитов.

К сожалению, пока нет какой-то одной модели, наилучшей по всевоз можным показателям. Поэтому рационально разрабатывать и совместно использовать комплекс моделей, оптимальных по разным критериям (адекватность, простота использования, набор входной и выходной ин формации временные и вычислительные затраты и т.д.).

Наиболее важными для описания напряжённо-деформированного со стояния (НДС) в ячейке ККМ являются относительный модуль упругости матрицы, объемная доля волокон в композите, относительная длина во локна, коэффициент перекрытия волокон, коэффициент формы сечения, коэффициент состояния концов волокон.

С учетом этого относительный эффективный модуль упругости ком позита можно записать как функцию:

mc mc mm, f, 1, 2, 3, 4, или, если рассматриваются только цилиндрические волокна:

mc mc mm, f, 1, 2.

По мере того, как увеличивается доступный объем исходных данных и появляется возможность увеличить точность описания НДС модели можно расположить в следующем порядке.

Известны только упругие модули матрицы и волокна. Если нет отры вов, пор и других несплошностей можно только предположить, что эф фективный модуль композита находится где-то между ними.

Дополнительно известна объемная доля волокон в композите. В этом случае можно дать верхнюю и нижнюю оценку эффективного модуля по Фойгту и Рейссу, а также среднее по Хиллу.

Дополнительно известна относительная длина волокна. В этом случае можно использовать известные аналитические модели инженерного уровня Кокса, Розена и аналогичные. Одним из важнейших недостатков которых является их негибкость, невозможность учета дополнительных вышеперечисленных параметров.

Этот недостаток устраняется в аналитической модели В.П. Багмутова со свободным параметром. Недостающий параметр определяется по ре зультатам реальных физических или вычислительных (МКЭ, МКР и т.п.) экспериментов.

Далее, используя методы теории планирования эксперимента, с уче том уже имеющихся в базе данных сведений в области возможного изме нения, варьирования параметров ККМ, строится гиперповерхность от клика для свободного параметра модели n. Что равноценно гиперповерх ности относительного эффективного модуля композита. К тому же по зволяет получить параметры НДС.

При программной реализации предусматривается возможность нако пления информации в базе данных и оперативного поиска по ней, воз можность подключения и использования внешних расчётных (МКЭи др.) программ.

Для проверки и апробации метода были проведены физические экспе рименты. В них определялись перемещения при изгибе консольных на груженных сосредоточенными силами слоистых композитных балок, имеющих слой, армированный короткими волокнами. Эксперименты проводились в широком диапазоне параметров. Наиболее интересные результаты получались в случае большой разницы модулей волокна и матрицы (например, пара «короткие стальные волокна в эпоксидной мат рице»). То есть, в случае, когда средние по Фойгту и Рейссу дают очень широкую «вилку» (до 30 и более раз при средних объемных долях воло кон).


Таким образом, разработан и проверен с помощью физического экс перимента метод определения эффективных упругих модулей однона правленного коротковолокнистого композита.

Список литературы 1. Багмутов, В.П. Об одной упругой модели композита с коротким волокном. с.44-55.

//В сб.: Материалы Международной конференции «Слоистые композиционные материалы 1996»

2. Багмутов В.П., Тодорев А.Н. Описание упругого поведения коротковолокнистых композиционных материалов на основе уточненной аналитической модели. /В.П. Багмутов, А.Н. Тодорев с. 38-40. //В сб. Прогрессивные методы и технологии получения и обработки конструкционных материалов и покрытий: тезисы докладов Международной научно технической конференции. – Волгоград: Волгоградский гос. техн. ун-т, 1999.-248с.

3. Багмутов В.П., Тодорев А.Н. Элементы оптимизации тонкостенных и массивных стержней: учеб. пособие-Волгоград, 2008.-32с.

4. Копьев И.М., Овчинский А.С. Разрушение металлов, армированных волокнами. - М.:

Наука, 1977.- 240с.

5. Малмейстер А.К., Тамуж В.П., Тетерс Г.А. Сопротивление жёстких полимерных ма териалов.- Рига: Зинатне, 1967. –398с.

УДК 539. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОЙ ВОДОРОДНОЙ КОРРОЗИИ НА НЕСУЩУЮ СПОСОБНОСТЬ ВРАЩАЮЩЕЙСЯ КОНИЧЕСКОЙ ОБОЛОЧКИ Белов А.В., Поливанов А.А., Попов А.Г.

Камышинский технологический институт (филиал) ВолгГТУ popov@kti.ru В настоящее время в химической промышленности и энергетике широко применяются элементы стальных конструкций, выполненные в виде одно слойных и многослойных оболочек вращения. Такие конструкции в процессе эксплуатации могут подвергаться воздействию силовых и тепловых нагрузок, а также различных агрессивных сред, вызывающих коррозию материала.

Для определения несущей способности и долговечности конструкций в виде тонких однослойных и многослойных оболочек вращения будем использовать методику расчета, разработанную авторами и изложенную в работах [1, 2, 3]. Данная методика позволяет исследовать историю из менения осесимметричного упругопластического напряженно – дефор мированного состояния однослойных и многослойных оболочек враще ния с учетом повреждаемости материалов при ползучести и оценивать их несущую способность и долговечность. При этом решение поставленной задачи возможно в следующих постановках:

Термоупругая постановка задачи.

Термоупругопластическая постановка задачи.

Термовязкоупругопластическая постановка задачи без учета повреж даемости материалов при ползучести.

Термовязкоупругопластическая постановка задачи с учетом повреж даемости материалов при ползучести.

Термовязкоупругопластическая постановка задачи с учетом повреж даемости материалов при ползучести и с исследованием стадии распро странения разрушения.

Кроме того, каждая из приведенных постановок задачи предполагает возможность учета высокотемпературной водородной коррозии.

Учет влияния высокотемпературной водородной коррозии на механи ческие свойства материалов осуществляется с использованием одной из трех моделей воздействия на оболочку водородосодержащей среды:

Упрощенная модель химического взаимодействия.

Предполагается, что влияние водорода, контактирующего с материа лом конструкций, проявляется по истечении определенного времени, на зываемого инкубационным периодом, длительность которого определя ется с помощью следующего соотношения:

tинк= m p–u exp(B/T), (2) где p – парциальное давление водорода, МПа;

T – температура;

m, u, B – некоторые константы, экспериментально определяемые для раз личных марок стали.

После завершения инкубационного периода начинается интенсивное обезуглероживание материала конструкции, сопровождающееся ухудше нием его механических свойств. При этом механические свойства мате риалов могут существенно изменяться. Этот период называется периодом активных химических превращений, длительность которого можно опре делить следующим образом:

tкр = tинк, (3) где: – параметр, являющийся мерой скорости химического взаимо действия водорода с конструкцией, показывающий, во сколько раз время до завершения периода изменений механических свойств материала от личается от продолжительности инкубационного периода, т.е. = tкр/tинк.

Для стали 20 этот параметр принимает значения в пределах от 5 до 10 [4].

Для учета влияния уровня напряжений на длительность инкубацион ного периода и скорость высокотемпературной коррозии вводится зави симость коэффициента m от в виде:

i, при ср 0. (4) g m m0 exp G Э ;

Э 0, при ср Здесь: m0, G, g – константы материала;

Э – эквивалентное напряже ние, i – интенсивность нормальных напряжений, ср – среднее напряжение.

Распределение давления по толщине оболочки вычисляется:

z z для плоской стенки: PZ PB 1 PH, (5) h h ln rB, для оболочки: (6) P PB PH PB ln rH rB где: z – плоская координата;

- сферическая координата;

h – толщина оболочки;

rВ – внутренний радиус оболочки;

rН – наружный радиус обо лочки;

PВ – внутреннее давление;

PН – наружное давление.

Обобщенная модель химического взаимодействия.

Влияние водорода на свойства материала представляется в виде диф ференциального уравнения для параметра химического взаимодействия водорода с материалом конструкции µ, изменяющегося от 0 до КР, при надлежащего интервалу (0;

1) и характеризующего степень поражения материала вследствие водородной коррозии [4]:

d k 1 (7) dt с условиями:

t = 0, = 0(p, T);

t = tинк, = П(p, T);

t = tкр, = КР(p, T).

Здесь k(p, T) – коэффициент, учитывающий влияние давления p, тем пературы T и степени поврежденности на кинетику химических пре вращений, приводящих к деградации физико – механических свойств материала.

Модель оценки кинетики движения фронта обезуглероживания.

Предполагается, что воздействие водорода на материал начинается с поверхности оболочки, непосредственно контактирующей с водородосо держащей средой, и проявляется в обезуглероживании материала. По мере проникновения водорода в материал этот процесс распространяются в глубь конструкции с образованием области обезуглероженного мате риала. Поверхность, разграничивающую области материалов в исходном и обезуглероженном состоянии, будем называть фронтом обезуглерожи вания. Кинетика перемещения фронта обезуглероживания будет опреде ляться следующими выражениями [4]:

k expQ T 2u z для пластины:, (8) 1 u h tфронта p f для оболочки: z r 1 h 1 f 1 k expQ T 2u, (9) в u rв tфронта p где z – глубина обезуглероживания, отсчитываемая от поверхности контакта оболочки с водородом;

tфронта – время, для которого определяет ся глубина обезуглероживания.

В качестве примера рассмотрено напряженно – деформированное со стояние равномерно нагретой до температуры 500° С конической обо лочки, находящейся под воздействием давления водорода PH2.=3,5 Мпа.

Оболочка изготовлена из материала сталь 20 и имеет геометрические размеры, как показано на рис. 1. Давление водорода осуществляется с наружной стороны. Оболочка вращается с угловой скоростью = об/мин. Константы материала в соотношениях были взяты из [4], которые для стали 20 при данных условиях нагружения принимают следующие значения: k = 1,49 10 –5 (МПа)*u, ч;

u = 1,73;

B = 13500;

= 5.

Рис. Влияние уровня напряжений на скорость обезуглероживания в дан ном расчете не учитывалось.

Рассматриваемая задача решалась в следующих постановках:

– термовязкоупругопластической с учетом повреждаемости материала при ползучести;

– термовязкоупругопластической с учетом повреждаемости материала при ползучести и водородной коррозии.

Меридиональные напряжения Окружные напряжения Рис. 2 Рис. Расчет без учета воздействия водорода на материал оболочки (ней тральный газ) показал, что при данных условиях нагружения оболочки, напряжения, возникающие в ее материале, оказываются ниже предела ползучести и длительной прочности.

Анализ результатов расчета с учетом воздействия водорода показыва ет, что локальное разрушение конической оболочки происходит спустя 7060 часов в точках наружной поверхности у основания конуса.

Некоторые результаты расчета данной оболочки с учетом воздействия водорода приведены на рис. 2 и рис.3.

При этом на рисунке 2 показано распределение меридиональных нор мальных напряжений в точках поверхности оболочки, непосредственно контактирующей с водородом для различных моментов времени. Та же самая информация приводится на рисунке 3 для окружных нормальных напряжений.

Таким образом, разработанная методика позволяет исследовать исто рию изменения осесимметричного упругопластического напряженно – де формированного состояния однослойных и многослойных стальных обо лочек вращения с учетом повреждаемости материалов при ползучести и высокотемпературной водородной коррозии, а также оценивать их несу щую способность и долговечность. Показано, что при определенных усло виях расчет конструкций на прочность и долговечность без учета воздей ствия водорода может привести к получению неверного результата.

Список литературы 1. Белов А.В. Осесимметричное упругопластическое напряженно - деформированное со стояние оболочек вращения с учетом повреждаемости материала при ползучести: Авторефе рат дисс. канд. техн. наук. - Киев, 1989. - 18 с.

2. Поливанов А.А. Осесимметричное упругопластическое деформирование многослойных оболочек вращения с учетом повреждаемости материала при ползучести: Автореферат дисс.


канд. техн. наук. - Волгоград, 2004. - 19 с.

3. V. Bagmutov, A. Belov, A. Polivanov Damage Calculation Features of Multi-layered Shells of Rotation at Thermo - Viscous - Elasto - Plastic Strain // MECHANIKA, 2004, No 3(47) - p. 19 - 23. ' 4. Овчинников И.Г., Хвалько Т.А. Работоспособность конструкций в условиях высоко температурной водородной коррозии: Саратов, 2003. 176 с.

5. Работнов Ю.Н. Ползучесть элементов конструкций. - М.: Наука, 1966. -752 с.

6. Методы расчета оболочек. Т. 3. Теория упруго - пластических оболочек при неизотермиче ских процессах нагружения/Шевченко Ю.Н., Прохоренко И.В. – Киев: Наук. думка, 1981. – 296 с.

7. Белов А.В., Поливанов А.А., Попов А.Г. Современные проблемы науки и образования №4 2007. - С. 80- УДК 539. КОРРЕЛЯЦИОННЫЕ ПАРАМЕТРЫ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ МИКРО НАПРЯЖЕНИЙ В ПОЛИКРИСТАЛЛЕ И ФОРМА ДЕВИАТОРНОГО СЕЧЕНИЯ ПОВЕРХНОСТИ РАЗРУШЕНИЯ Богданов Е. П., Шкода И. А.

(ВКИ филиал РУК, bogdanov_ep@list.ru, КТИ филиал ВолгГТУ) Рассмотрены особенности формирования девиаторного сечения по верхностей разрушения для поликристаллов с гексагональной плотно упакованной (ГПУ) кристаллической решёткой для статистического кри терия ориентированного разрушения [1,2]. При его получении предпола галось, что микротрещины возникают на площадках ортогональных 1.

Использован локальный критерий прочности 11 c, что является при емлемой гипотезой, когда зёрна обладают малой прочностной анизотро пией. Например, когда кристаллы не имеют особых плоскостей спайно сти (отдельности) или, напротив, имеют большое число таких плоско стей. Условие ориентированного разрушения имеет вид:

2 2 2 (1) q P1 2 3 2Q(1 2 1 3 ) 2 F 2 3 (1 q P )1 р p, а p, c - истинные разрушающие напряжения при рас где р c cov ( 1 2) cov 23 ( 2 3 ) 1 тяжении и сжатии, P D(11 ), Q, F.

11 11 D (11) D(11) D(11 ) Здесь D (11 ) дисперсии, cov km ( k m ) = k m k m ковариации k 11 11 11 11 11 k микронапряжений 11, возникающих от единичных напряжений k.

2 В силу квазиизотропности поликристалла D(11 ) D(11 ), поэтому па раметр F 23 ( 11 11 ). Легко показать, что 12 ( 1 2 ) Q / P. (2) 11 k m Здесь km коэффициенты корреляции 11 и 11. Для поликристал лов с кубической кристаллической решёткой параметры P, Q, F, опреде лённые на модели поликристалла с использованием гипотезы Фойгта об однородности деформаций [2], являются константами. Расчёт микрона пряжений на модели поликристалла методом конечных элементов для этих материалов [2] дал сравнительно узкий интервал значений P, Q и F, что позволило представить рассматриваемый критерий в более компакт ной форме [1], включающей в себя только два структурно чувствительных параметра p, c.

Однако, как показали проведённые расчёты для поликристаллов с ГПУ решёткой, величины параметров P, Q, F и, следовательно, коэффи циенты корреляции для различных материалов резко отличаются. Это связано с тем, что упругие свойства зёрен у них обладают меньшей сим метрией свойств по сравнению с кубическими.

Ниже обсуждается влияние корреляционных параметров распределе ния микронапряжений, полученных в работе [4] на форму девиаторного сечения поверхности разрушения, соответствующей критерию (1). Мик k ронапряжения 11 (k=1,2,3) определись на модели поликристалла при ис пользовании гипотезы Фойгта при рассмотрении трёх одноосных растя жений под действием главных единичных макроскопических напряжений k. Затем, производя осреднение их квадратов и попарных произведе ний по всевозможным ориентация зёрен, вычислялись дисперсии и кова риации. В таблице 1 приведены относительные величины P, Q, F для ряда ГПУ поликристаллов.

Проведено исследования условия разрушения в девиаторном сечении с целью определения критических величин параметров, определяющих момент потери выпуклости сечения. Для этого произведён переход к осям, две из которых лежат в плоскости девиаторного сечения, а третья ортогональна с введением новых координат, которые связаны с главными напряжениями формулами:

1 x / 3 y / 3 z / 6;

2 x / 3 2 z / 6;

3 x/ 3 y/ 2 z / Подставив в критерий (1) эти выражения и приравняв x=0 (шаровой тензор 0 0 ), получим функцию девиаторного сечения F(z, y). Найдя вторую производную d 2 F ( z, y ) / dz 2 и прировняв её к нулю, получим, что знак второй производной меняется при достижении F=1. Эта величи на является максимально возможной, т.к. F является коэффициентом корреляции 23 ( 11 11 ). Таким образом показано, что постулат Друккера о выпуклости предельных поверхностей имеет ясную физическую трак товку в статистической теории прочности, основанной на влиянии вида напряжённого состояния на концентрацию микронапряжений 11.

Минимальная оценка F получена из условия, что дисперсии микрона пряжений 11 при любом виде напряженного состояния больше или рав ны нулю, откуда Fmin 1 P / 2 2Q 1. Кроме того, учитывая выра жение (2) можно получить оценку Qmin P. В таблице 1 приведены предельные оценки параметра F и Q.

На рисунке 1 приведены формы девиаторного сечения поверхностей разрушения для четырёх поликристаллов с ГПУ решёткой (цинка, титана, бериллия и иттрия). Видно, что форма девиаторного сечения представля ет собой выпуклые замкнутые криволинейные треугольники, инвариант ные к направлениям главных осей 1, 2, 3. Предельная поверхность расширятся в направлении лучей 1, что соответствует сжатию с точностью до шарового тензора. Минимальные размеры девиаторное сечение имеет в направлении лучей 1, которые с точностью до шарового тензора соответствуют одноосному растяжению.

В том случае, если отсутствуют оценки параметров критерия прочности (1), число различных видов испытаний при различных напря жённых состояниях для их определения можно сократить, используя оценки параметров F и Q. В области трёхосного сжатия можно использо вать Fmin, для расчёта в области трёхосного растяжения можно исполь зовать F=1, при этом погрешности расчёта будут в запас прочности. В качестве компромисса параметр F можно определять как F min F max. Если использовать Q min, то влияние парных про Fsr изведений 1 2, 1 3, зависит от их знака. Его можно использовать в тех октантах, где оценка будет произведена в запас прочности.

Таблица Параметры P, Q, F по Фойгту для ГПУ поликристаллов, Матери ал P Q F Qmin Fmin Fср Cd 11,64 -3,386 0,972 -3,412 -0,048 0, Zn 9,484 -2,758 0,614 -3,08 -0,226 0, Be 5,191 -1,258 -0,346 -2,278 -1 Co 1,065 -0,555 -0,419 -1,032 -0,423 0, In 0,852 -0,436 -0,551 -0,923 -0,554 0, Ti 0,751 -0,402 -0,569 -0,867 -0,572 0, Sn 1,856 -0,325 -0,764 -1,362 -1 Y 0,576 -0,109 -0,755 -0,759 -1 Рис. 1. Формы девиаторного сечения поверхности разрушения для различных контуров хрупкого разрушения поликристаллов с ГПУ решёткой при =0,5, соответствующие крите рию (1), построенные по параметрам табл. 1.

Список литературы 1. Багмутов B. П., Богданов Е. П. О возможности учёта типа кристаллической решёт ки и анизотропии прочности зёрен в критериях разрушения. Проблемы машиностроения и надёжности, №1. 2004. С. 24-30.

2. Багмутов B. П., Богданов Е. П. Микронеоднородное деформирование и статистиче ские критерии прочности и пластичности: Монография/ ВолгГТУ. – Волгоград, 2003. -358 с.

3. Писаренко Г.С., Лебедев А.А. Деформирование и прочность материалов при слож ном напряжённом состоянии, 1976. – 412 с.

4. Богданов Е. П., Шкода И. А. Микровзаимодействия анизотропных зёрен и вид по верхности разрушения. Статья в сборнике Пятой Всероссийской конференции «Математи ческое моделирование и краевые задачи» (ММ-2008), г. Самара. С. 62- УДК 539. К ПОСТРОЕНИЮ ДИАГРАММЫ ДЕФОРМИРОВАНИЯ ПОСЛЕ ОБРАЗОВАНИЯ ШЕЙКИ Водопьянов В. И., Кондратьев О. В., Гаманюк С. Б., Горунов А. И.

Волгоградский государственный технический университет (8442) 23-31-75, e-mail: Sopromat@vstu.ru При растяжении образцов на стадии больших пластических деформаций получение действительных свойств материала затруднено, так как в связи с образованием шейки в зоне деформирования возникает неодноосное и неод нородное напряженно-деформированное состояние. Поэтому получение диаграммы упругопластического деформирования на заключительных ста диях деформаций вплоть до разрушения проводится путем коррекции на пряжений в шейке. С этой целью регистрируют усилие деформирования и обусловленную им деформацию в минимальном сечении шейки, измеряют продольный радиус кривизны шейки, по которым затем рассчитывают ко эффициент жесткости напряженного состояния. С учетом последнего вы числяют истинные напряжения, рассчитывают истинную деформацию и по полученным значениям строят истинную диаграмму деформирования.

В последнее время предлагается экспериментально-расчетная методика построения истинной кривой деформирования, основанная на коррекции зави симости «истинные напряжения – интенсивность логарифмических деформа ций. Для этого анализируется отношение значений растягивающих сил, полу ченных в эксперименте и в расчете при одинаковом удлинении образца. Пу тем итерации осуществляется процедура корректировки диаграммы до совпа дения расчетных и экспериментальных результатов с заданной точностью.

Недостатком таких подходов является отсутствие возможности прямого определения истинных напряжений и деформаций и их максимальных значе ний при линейном напряженном состоянии из-за влияния объемного напря женного состояния, формируемого в минимальном сечении шейки. Влияние жесткости напряженного состояния на деформации вообще не учитывается В настоящей работе разработан способ прямого экспериментального определения истинных напряжений и деформаций и их максимальных зна чений при разрыве [1]. Испытания образца по предлагаемому способу про водят в несколько этапов (ступеней), задавая на каждом из них определён ную степень деформации и контролируя её по изменению минимального диаметра образца. Первоначально образец с исходным диаметром d0 уста навливают в захваты разрывной машины. Производят растяжение образца с записью машинной диаграммы, нагружая его до максимальной нагрузки Fmax, соответствующей в. Величину предельной истинной деформации, которую предстоит реализовать на очередной ступени нагружения, опре деляют по формуле, полученной на основе работы [2].

0, 1 K e, (1) 0, где – коэффициент, учитывающий предельное уменьшение K;

.K – поправочный коэффициент, характеризующий жёсткость напряжённого состояния в области шейки K = [1 ( d ш 8R)] -1, (2) Здесь dш и R – минимальный диаметр образца и радиус профиля шейки соответственно. Обточку производят таким образом, чтобы по обе стороны от минимального диаметра получить две конические поверхности, направ ленные вершинами навстречу друг другу. Угол наклона образующих кону сов при обточке рабочей части образца назначают минимальным с учё том механических характеристик, найденных при предварительном испы тании образца. При этом исходят из условия, чтобы не происходило пере мещения очага деформации из зоны существующей шейки на какие-либо новые сечения, то есть напряжения в обточенной части образца не должны превышать истинного значения временного сопротивления dш Sш, (3) tgб = S ш в где Sш и Sв соответственно истинные напряжения в шейке на соответ ствующей ступени нагружения и при максимальной нагрузке;

ш – длина сосредоточенной части шейки.

При обточке необходимо обеспечить плавное сопряжение конических поверхностей с криволинейной поверхностью в области минимального диаметра шейки. Ступенчатые нагружения производят до разрыва образ ца. Строят истинную диаграмму растяжения образца и по точке, соответ ствующей моменту разрыва образца судят о максимальных истинных напряжениях и деформациях. Проведено экспериментальное определе ние предельных деформаций и максимальных напряжений по предлагае мому методу для стали ЭИ-961. По сравнению с известной методикой получено увеличение максимальных истинных напряжений на 11%, а предельных деформаций – на 45%.

Список литературы 1. Патент РФ № 2319944. Способ определения максимальных истинных напряжений и деформаций / Водопьянов В. И., Кондратьев О. В., Гаманюк С. Б., Горунов А. И. 2006.

2. Петросян Ж. Л., Ширшов А. А. Известия ВУЗов. Машиностроение, 1967, № 2, С. 27 – 30.

УДК 539. К ВОПРОСУ О СООТНОШЕНИИ СРЕДНЕЙ И ЛОКАЛЬНОЙ ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ ПРИ РАСТЯЖЕНИИ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ОБРАЗЦОВ С КОЛЬЦЕВЫМ НАДРЕЗОМ Водопьянов В. И., Кондратьев О. В., Травин В. В.

Волгоградский государственный технический университет (8442) 23-31-75, e-mail: Sopromat@vstu.ru Наиболее опасными зонами в элементах конструкций являются концен траторы. В этих областях возникает сложное наряженное состояние с гра диентами напряжений. При значительных локальных напряжениях в зонах концентраторов допустимы локальные пластические деформации. Имею щиеся теоретические и экспериментальные исследования не дают доста точно полного представления о распределении напряжений и деформаций.

Экспериментальное исследование деформаций сопряжено с малой базой измерения.Для прогнозирования свойств материала в изделии, испыты вающем сложное напряженное состояние, важно знать влияние жёсткости напряжённого состояния на изменение прочности и пластичности.

Изменение жёсткости напряжённого состояния задавали варьировани ем параметров кольцевого надреза при растяжении цилиндрических образ цов d/R, где d и R – соответственно диаметр минимального сечения и про дольный радиус кривизны концентратора. Жёсткость напряжённого со стояния оценивают отношением среднего напряжения у = 1 (у + у + у ) m 1 2 к интенсивности напряжений у = (у 1 у 2 )2 + у 2 у 3 + у 3 у 1, 2 i где у 1, у 2, и у 3 – главные напряжения в центре минимального сечения.

Обычно в качестве меры деформации принимают относительное оста точное сужение к, пересчитанное в логарифмическую продольную де формацию е в соответствии с выражением e = ln( 1 ш)1. Тем самым получают осредненную по всему сечению деформацию, хотя очевидно, что в локальной зоне у вершины концентратора локальная деформация будет больше, чем средняя по всему сечению. Следовательно, для оценки локальных свойств важно знать деформацию, накопленную в вершине концентратора и закономерности её изменения в зависимости от жестко сти напряжённого состояния, оцениваемого параметром d/R.

Цилиндрические образцы из титанового псевдо- сплава 37ОП с кольцевым надрезом (d/D = 0,7) подвергались статическому растяжению до разрыва. Диаметр образца в концентраторе 10 мм. Продольному (ме ридиональному) радиусу R задавали величину от (гладкие) до 0,5 мм.

Наряду с измерением в процессе растяжения определяли два вида де формации: среднюю по сечению логарифмическую деформацию e. пу тём пересчёта относительного сужения и локальную в вершине кон центратора e. Методика определения локальной деформации заключа лась в нанесении в вершине концентратора отпечатков и измерении рас стояний между ними до и после нагружения. Отпечатки наносились с помощью микротвердомера ПМТ-3 специально изготовленным кониче ским индентором на расстоянии 0,2 – 0,5 мм друг от друга. Расстояния между отпечатками измерялись с применением оптической системы того же прибора при 136 и 420 увеличении. Погрешность при измерении расстояний между отпечатками в пределах 0,3%.

Прямым измерением деформаций установлено, что предельная про дольная локальная деформация e слабо зависит от радиуса R при вершине концентратора, близка по величине к получаемой при растяжении гладкого образца. Рост локальной деформации в процессе нагружения протекает практически пропорционально средней по сечению деформации e. Коэф фициент концентрации деформаций Ке, оцениваемый величиной e e, тем выше, чем больше отношение d/R. При этом установлено, что величина коэффициента концентрации деформаций сохраняется постоянной в тече ние всего процесса деформирования образца вплоть до разрушения.

Характерной особенностью накопления поперечных деформаций, оп ределяемых на поверхности концентратора, является тот факт, что неза висимо от величины исходного концентратора напряжений локальные деформации, замеренные в вершине концентратора, с достаточной точ ностью ложатся на единую прямую в зависимости от степени общей пла стической деформации, при этом величина коэффициента поперечной деформации зависит от исходного значения параметра d/R.

В процессе пластического растяжения образца с кольцевым концентра торм происходит уменьшение диаметра d в минимальном сечении надреза.

При этом в зависимости от исходного радиуса профиля концентратора R с ростом степени пластической деформации может наблюдаться как его уменьшение, так и увеличение. Так в процессе шейкообразования при де формации пластичных металлов радиус профиля шейки уменьшается, а при деформации образца с острым концентраторм происходит притупле ние вершины концентратора. Изучены закономерности изменения d/R в зависимости от степени деформации для различных соотношений d/R в исходном состоянии. Эта зависимость может быть возрастающей, убы вающей и стабильной. Показано, что её характер определяется механизмом развития деформации и разрушения по всему сечению.

УДК 621.791:621. ВЛИЯНИЕ РАБОЧИХ НАПРЯЖЕНИЙ НА КИНЕТИКУ ДИФФУЗИИ В СТАЛЕАЛЮМИНИЕВЫХ СОЕДИНЕНИЯХ Гуревич Л.М., Трыков Ю.П., Арисова В.Н., Слаутин О.В., Зинченко А.Н.

ВолгГТУ, 8-8442-23-80-61, mv@vstu.ru Расширение областей практического применения сталеалюминиевых композитов требует развития теоретических представлений о диффузион ных процессах и количественного уточнения температурно-временных условий образования интерметаллидных прослоек с учетом характера и величины прилагаемой рабочей нагрузки. Цель настоящей работы явля лось сравнение основных закономерностей диффузионных процессов в сталеалюминиевом соединении в растянутом и ненагруженном состоянии.

Ранее при изучении реактивной диффузии между алюминием и желе зом в твердом состоянии с помощью электронномикроскопического и рентгеноструктурного методов анализа [1] было показано, что диффузия алюминия в железо начинается при 350оС с образования тонкого слоя химического соединения FeAl3. С повышением температуры отжига до 400оС образуется Fe2Al5. Наименее прочной из образующихся фаз явля лась Fe2Al5, прочность которой при растяжении составляла 17 МПа.

Из биметалла АД1+12Х18Н10Т, полученного сваркой взрывом, изго тавливали двутавровые образцы, которые подвергали нагреву в нагру женном состоянии: время варьировали от 15 мин. до 12 часов, а темпера туру от 450 до 550оС. При исследуемой температуре приложенная растя гивающая нагрузка достигала 90% от предела текучести наименее проч ного металла - алюминия. Нагрев образцов в разработанном приспособ лении производился в шахтной печи, контроль температуры осуществля ли хромель-копелевой термопарой с точностью ±5оС. Для сравнения в печь одновременно помещали ненагруженный образец-свидетель, что обеспечивало идентичность температурно-временных условий.

Металлографические исследования проводили на агрегатном микро скопе «Olympus» BX-61 после электротравления в 10% водном растворе щавелевой кислоты и химического травления в 20% водном растворе ор тофосфорной кислоты. Рассчитывались средние значения толщин обра зующейся интеметаллидной прослойки по результатам 50 замеров.

В образцах до термической обработки и после нагрева при 450оС в те чение 12 часов интерметаллидная прослойка не обнаруживалась. У об разцов, подвергнутых термообработке при 480оС, интерметаллидная про слойка зафиксирована лишь на участках границы 12Х18Н10Т-АД-1, где имелись дефекты сварки. Отсутствие интерметаллидной прослойки на бездефектных участках, по-видимому, связано с большими значениями энергии активации зарождения интерметаллидов. В нагруженном образце первые участки интерметаллидной прослойки обнаружены после нагре вов в течение 5 часов, а в ненагруженном образце - после 7 часов (табли ца 1). При наличии растягивающих напряжений не только уменьшался инкубационный период, но и увеличивалась общая толщина прослойки.

Таблица 1.



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 8 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.