1153
.pdf2. |
Сравнение |
анизотропии |
|
|||||
прочности органо- и стеклотек- |
|
|||||||
столитов |
проведено |
на примере |
|
|||||
текстолитов, армированных |
стек |
|
||||||
лотканью АСТТ (б)-Сг-О и |
|
|||||||
тканью |
|
из |
органической |
нити. |
|
|||
Предварительно |
|
проводилось |
|
|||||
описание |
экспериментальных по |
|
||||||
верхностей |
прочности |
этих |
мате |
Рис. 1. Предельные поверхности прочности |
||||
риалов |
при |
плоском |
напряжен |
органотекстолита при 20°С (а) и 150°С (б). |
||||
ном состоянии; |
описание |
прове |
|
|||||
дено |
уравнением |
поверхности |
|
|||||
второго порядка |
(1). Затем, используя эти уравнения и учитывая преоб |
разование компонент тензоров поверхности прочности при повороте осей координат, находили зависимости прочности при растяжении, сжатии и сдвиге от направления нагружения в плоскости армирования материала. Построенные по этим соотношениям полярные диаграммы прочности при растяжении, сжатии и сдвиге .приведены на рис. 2. Диаграммы характе ризуют зависимость прочности от направления нагружения в плоскости армирования материала. Сплошной кривой показано изменение проч ности органотекстолита, штрихпунктирной — стеклотекстолита. Сравне ние значений коэффициента анизотропии прочности ka, оцененного как отношение минимального радиус-вектора прочности к максимальному, показывает, что для обоих материалов характерна существенная зависи мость степени анизотропии прочности от вида нагружения: наибольшая анизотропия обнаруживается при растяжении, наименьшая — при сжа тии, промежуточное значение — при сдвиге. Из сравнения данных по ма териалам следует, что коэффициенты анизотропии прочности при растя жении у стекло- и органотекстолитов практически одинаковы; при сжа тии и сдвиге анизотропия прочности стеклотекстолита выше, чем органотекстолита. Так, по прочности при сжатии органотекстолит в плоскости армирования почти изотропен (/га= 0,91), в то время как у стеклотекстолита анизотропия проявляется четко (ka = 0,74).
3. Возможности прогнозирования жесткости комбинированного тек столита исследованы на материале, армированном стеклотканью ТСУ-8/3-ВМ-78 и тканью сатинового плетения из органических нитей. Направления утка и основы при укладке тканей совпадали. Кроме орга нотекстолита и стеклотекстолита, были изготовлены комбинированные материалы при трех соотношениях mCT: т 0т чередующихся слоев стек лоткани и органоткани — 0,7 0,3; 0,5: 0,5 и 0,3 : 0,7. Затем из статиче ских испытаний определены все девять независимых характеристик упру гости органо- и стеклотекстолита. При наличии этих данных была пред принята попытка предсказать ожидаемую жесткость комбинированных текстолитов. Расчет проводили по методу усреднения тензоров жест кости отдельных слоев [2—4]:
Aij = тстСцст+ m0TCfj0T,
где t , / =l , . . . , 6; Aij — компоненты матрицы жесткости комбинирован ного текстолита; СДст и Cij0T — компоненты матрицы жесткости соот ветственно стекло- и органотекстолита. Полученные данные приведены в таблице (строка А); там же дана и вторая оценка характеристик уп ругости по усреднению тензоров податливости (строка Б). Сравнение расчетных данных с экспериментальными (строка К) показывает, что для исследованных трех комбинированных текстолитов в целом под тверждается возможность прогнозирования их упругих свойств по
Характеристики упругости комбинированных текстолитов, полученные расчетным
путем по методу усреднения'тензоров жесткости отдельных |
слоев (строка А), |
по методу усреднения тензоров податливости (строка Б) |
|
и экспериментальные характеристики (строка |
К). |
тот’ |
т ст' |
Метод |
Ei |
Е, |
Е, |
Gw |
GM |
G3i |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||
% |
% |
оценки |
|
|
кге/мм- |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
0 |
100 |
к |
3500 |
3000 |
900 |
560 |
360 |
410 |
0,15 |
0,53 |
0,30 |
30 |
70 |
А |
3150 |
2520 |
820 |
440 |
320 |
360 |
0,15 |
0,60 |
0,36 |
|
|
Б |
3030 |
2230 |
790 |
310 |
310 |
340 |
0,15 |
0,53 |
0,39 |
50 |
50 |
К |
3260 |
2510 |
840 |
430 |
— |
— |
0,18 |
0,66 |
0,56 |
А |
2910 |
2200 |
760 |
360 |
300 |
330 |
0,15 |
0,53 |
0,40 |
||
|
|
Б |
2780 |
1910 |
730 |
240 |
280 |
300 |
0,14 |
0,53 |
0,44 |
70 |
30 |
К |
2860 |
2320 |
750 |
340 |
— |
— |
0,15 |
0,59 |
0,52 |
А |
2670 |
1880 |
700 |
270 |
270 |
290 |
0,14 |
0,53 |
0,45 |
||
|
|
Б |
2560 |
1670 |
680 |
190 |
260 |
270 |
0,14 |
0,53 |
0,49 |
100 |
0 |
К |
2640 |
2230 |
790 |
250 |
— |
— |
0,13 |
0,54 |
0,38 |
К |
2300 |
1400 |
610 |
150 |
230 |
240 |
0,14 |
0,53 |
0,54 |
свойствам исходных текстолитов. В целях сравнения характеристик ор ганотекстолита и однонаправленно армированного органопластика при ведем для последнего коэффициенты упругости при коэффициенте ар
мирования 0,65: |
£ 3 = 6540 |
кге/мм2; £i = £2 = 350 кге/мм2; vi2= 0,27; |
vn = |
|
= 0,30: |
Gi3=198 |
кге/мм2 |
(в направлении армирования направлена |
|
ось 3). |
Зависимость прочности комбинированного текстолита от |
относи |
||
4. |
тельного содержания органо- и стеклоткани исследовалась на материа лах, описанных в п. 3. Испытания проведены при растяжении, сжатии и сдвиге по путям нагружения, перечисленным в п. 1. Остановимся под робнее на результатах, полученных в опытах на сжатие. Именно при этом виде нагружения прочность органотекстолита сравнительно невы сока. О возможностях повышения ее путем дополнительного введения п органотекстолит слоев стеклоткани можно судить по рис. 3, на котором показана прочность комбинированного текстолита при сжатии в плос кости армирования по осям материала (ф= 0 и Р0°) и под углом ф= 45с
Рис. 2. Рис. з.
Рис. 2. Полярные диаграммы прочности при растяжении, сжатии и сдвиге органотексто лита (--------- ) и стеклотекстолита (-----------).
Рис. 3. Прочность комбинированного текстолита при сжатии в зависимости от относи
тельного содержания органо- и стеклоткани, ф = 0 (/), 45 (2), 90° (,?).
Крайние точки по оси абсцисс соответствуют стеклотекстолиту и .орга нотекстолиту; промежуточные — комбинированному текстолиту при различном относительном содержании органо- и стеклоткани. Из ри сунка видно, что с увеличением содержания стеклоткани прочность в направлениях армирования материала возрастает по зависимости, близкой к линейной; прочность при сжатии под углом 45° почти не меня ется, что соответствует сделанному в п. 2 выводу о существенном разли чии степени анизотропии прочности при сжатии органотекстолита и стеклотекстолита.
СП И С О К Л И Т Е Р А Т У Р Ы
1.Малмейстер А. К. Геометрия теорий прочности. — Механика полимеров, 1966,
№4, с. 519—534.
2.Амбарцумян С. А. Теория анизотропных пластинок. М., 1967. 266 с.
3.Рабинович А. Л., Верховский И. А. Об упругих постоянных ориентированных
стеклопластиков. — Инж. журн., 1964, т. 4, № 1, с. 90— 100.
4. Образцов И. Ф., Васильев В. В., Бунаков В. А. Оптимальное проектирование обо лочек вращения из композиционных материалов. М., 1977. 144 с.
Поступило в редакцию 25.06.79
3 2350
смолы ПНМ-2 с метаснликатом кальция меди — 140x10 мм, смолы ПНМ-2 — 140x5 мм, УПС — 7 0 X 3 ,3 мм. Длина рабочей части образцов 200 мм. Плиты подвергали периоди
ческому нагружению с частотой 0,4 цикла в минуту и асимметрией цикла R = 0, а также статическому нагружению. Нагружение проводили на испытательных машинах ZDMPU-10 н ZMG1T-500. Циклическая нагрузка поддерживалась автоматически при по мощи специально изготовленного устройства.
Сигнал с автоматического электронного программного регулирующего и задающего устройства РУ5-0,1М поступал на электромашинный усилитель ЭМУ-5А и далее на элек тродвигатель МИ11ФТ. Крутящий момент с электродвигателя через редуктор переда вался на шкив производительности насоса гидравлической системы ZDMPU-10. Для осу ществления обратной связи на силоизмерителе испытательной машины установлен рео хорд, который соединен с задающим устройством РУ5-01М.
На испытательной машине ZMGIT-500 на силоизмерителе были установлены конеч ные выключатели, при срабатывании которых при помощи специально изготовленного блока меняется направление вращения электродвигателя и направление перемещения нижнего захвата машины. Зависимость деформация—время регистрировалась на потен циометре ЭПП-09 при помощи устройства для измерения деформаций [7].
Из поврежденных предварительным усталостным нагружением плит вырезали об разцы вдоль и поперек направления предварительного нагружения и измеряли скорость распространения ультразвука при разных частотах и температурах. Образцы изготав ливали в форме двухсторонней лопатки. Поперечное сечение образцов в рабочей части 3 x 5 мм, длина образцов 70 мм.
Прозвучивание образцов проводили продольными волнами сквозным методом. Из мерения при частотах 1,67 МГц и 5 МГц производили на приборе УЗИС-ЛЭТИ, а при 150 и 800 кГц — на приборе ДУК-20. База измерения выбрана от 8 до 10 мм. Для из мерений использовали стандартные датчики, которые входят в комплекты названных приборов.
Образцы, вырезанные из неповрежденных материалов во взаимно ортогональных направлениях и из поврежденных в направлении предварительного нагружения и пер
пендикулярно к |
нему, испытывали на растяжение |
при температурах —40±0,8°С , |
— 20±0,6°С, 0±0,4°С и 20±0,2°С на разрывной машине ZMGIT-500 со скоростью пере |
||
мещения нижнего |
захвата 10,1 мм/мин. Зависимость |
силу—удлинение регистрировали |
на двухкоординатном самописце Н-306. Удлинение измеряли устройством, описанным в [7]. Фотографирование шлифов образцов при 30-кратном увеличении сделано на микро скопе МПС-2.
Статистическая обработка полученных данных была проведена на ЭВМ «Хьюлетт Паккард»*. Для аппроксимации математических ожиданий экспериментальных кривых напряжение—деформация использовали сплайн-функции, составленные из полиномов порядка не выше третьего. Общая форма i-ro полинома сплайна в таком случае
P i ( t ) = C i i + Ci2 ( t - t i ) + C i 3 ( t - t i ) 2+ C n ( t - t i ) 3,
где ti — сечение i-ro полинома; i-й полином аппроксимирует искомую функцию в гра ницах от t= ti до t = t {+1 на i-м сечении требует выполнения условий pi-i(ti)= P i{ti)\ p'i_ l (ti)=p'i(ti). Целевая функция в общем случае имеет вид, содержащий следующие составные части:
F= . .. + q i[ p i( ti) - p i - i( ti) ] 2+ q 2 [p,i{ti) - p i- v ( ti) ] 2+
+[z*hi — Pi(thi)]2+q\[Pi +i {ti+\) ~Pi(ti+i)]2+
+q2[p'i+\(^+l) —P»(*i+l)]2+ • • • •
где z*hi _ экспериментальные значения в точках thi- Индекс ki |
пробегает все те значе |
|||
ния, для |
которых члены перед |
и после |
2 обеспечивают гладкую |
связь i-ro полинома с |
(i-l)-biM |
и (i+ 1)-ым; qu <72 — |
весовые |
коэффициенты. |
|
Для нахождения коэффициентов сплайна составляется и решается система линей ных уравнений dFldca = 0 при априорно заданном числе и значениях сечений стыковки,
* Программа статистической обработки составлена 3. В. Калнрозе.
порядков полиномов и величины весовых коэффициентов qm. Принимая значение сплайна за оценку математического ожидания в каждом сечении, в котором дано не ме нее двух экспериментальных, значений, определяем оценку дисперсии s/t2. Дополнитель ной оценкой качества аппроксимации математического ожидания служит первый момент mih, вычисленный по отношению к значению сплайна на данном сечении, который при качественной аппроксимации должен по абсолютной величине мало отличаться от нуля.
Из оценок частных дисперсий Sk2 по отдельным сечениям вычисляем средневзвешен ную дисперсию
S='------------------------------{tii —l)s i2+ (п2—1)S22+ |
------------+ (tik —l)s2k- , |
Я1+Я2+ |
— |
где k — число сечений, содержащее не менее двух экспериментальных значений. Коэф фициентами (tik—1) при частных дисперсиях служат степени свободы на данных сече ниях. Знаменатель — общее число степеней свободы. Радиус доверительного интервала
s
вычисляется по формуле г| = —^ Л -р/г. где п — число экспериментов в одном ан- У/г
самбле реализаций; ti- р ц — квантиль распределения Стыодента при заданном уровне значимости р(п—1) степеней свободы. При обработке экспериментальных данных дове рительный интервал определялся с вероятностью 0,95. Для сравнения кривых 0 —е не поврежденных и поврежденных плит высчитывали величину
/=- |
01 —02 |
, |
|
-jsi2/rii + s22/n2 |
|
где о, — средние величины в г-м сечении; |
s2 — средневзвешенные дисперсии сравни |
ваемых кривых; Пи п2 — число экспериментов в одном ансамбле реализации. Величина
t сравнивается с |
величиной tqh [8], где k — число степеней свободы, k = rii + n2—2, уро |
вень значимости |
qt выбран 5,0%■ |
При определении скорости распространения ультразвука и разрушающего напряже ния доверительный интервал определялся с вероятностью 0,95.
Во время предварительного периодического нагружения, в течение которого создавалась исходная поврежденность материалов, происходят увеличение амплитуды циклической
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
деформации плит, а также опреде |
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
ленной |
величины |
ориентационные |
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
процессы. Режимы нагружения плит |
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
различаются |
величиной |
приложен |
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
ного |
напряжения |
и |
соответственно |
|||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
количеством |
циклов |
или временем |
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
до разрушения и температурой ис |
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
пытания. В качестве примера на |
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
рис. 1 дана зависимость изменения |
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
амплитуды деформации |
от времени |
|||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
нагружения для смолы ПНМ-2 с |
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
ПВХ при разных величинах прило |
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
женного |
напряжения |
и |
температу |
|||||
Рис. 1. Зависимость деформации от |
рах испытания. |
|
|
|
|
||||||||||||||
Смола ПНМ-2 с ПВХ. Из микро |
|||||||||||||||||||
времени для смолы ПНМ-2 с ПВХ |
|||||||||||||||||||
при статическом нагружении в режи |
скопических |
исследований |
можно |
||||||||||||||||
мах о=О о—v0t |
(кривые |
1, |
2 |
при |
установить, что трещины ориентиро |
||||||||||||||
^ ^ * 2), |
o = const |
(5, |
6) |
и |
при цикли |
ваны |
в |
основном |
перпендикулярно |
||||||||||
ческом |
нагружении |
в |
режиме |
о = |
плоскости нагружения. |
Концентра |
|||||||||||||
= о0 sin со/ |
(2 |
при t > t *2, |
3, |
4). |
/, |
2 |
|||||||||||||
при |
|
2 — |
0о=136 |
кгс/см2, |
о0 = |
ция и размеры микротрещин для |
|||||||||||||
= 2 кгс/см2 • ч, Т= 10° С; 2 при t> t* 2— |
разных |
режимов |
предварительного |
||||||||||||||||
0о = 9О |
кгс/см2, |
Г=10°С ; |
3, |
4 |
— |
нагружения |
плит |
различаются. |
|||||||||||
Г = 25°С, |
при |
t^.t* 1 |
0о = 28 |
кгс/см2, |
Концентрация микротрещин |
меня |
|||||||||||||
при t>t\* |
0о = 56 кгс/см2; |
5, |
б |
— |
|||||||||||||||
0= 136 кгс/см2 и 7’=10°С . |
|
|
ется |
в |
пределах |
от |
0,2 *105 до |
0,5-105 см-3, размеры трещин состав |
|
|
|
|
|||
ляют от 100 до 150 мкм, что несколько |
№ |
|
w, • ю-5 |
|
|||
больше размеров частиц наполнителя. |
Л’ • 10'5 |
2 а . |
|||||
Концентрация и размеры трещин при |
п л и т ы |
СМ '3 |
СМ '3 |
мкм |
|||
длительном нагружении |
больше, |
чем |
|
|
|
|
|
при кратковременном нагружении. |
|
2 |
0,536 |
0,76 |
145 |
||
При |
статическом растяжении |
по |
4 |
0,203 |
0,47 |
100 |
|
6 |
0,435 |
0,69 |
130 |
||||
врежденных образцов происходит рас |
|
|
|
|
|||
крытие |
микротрещин, |
и количество |
|
|
|
|
наблюдаемых микротрещин увеличивается. При деформациях, близких к деформации разрушения, происходят рост размеров трещин и их слия ние. В качестве примера на рис. 2 показаны фотографии шлифов образ цов из плиты 6 и неповрежденных образцов при разных уровнях дефор мации при Г= 20°С. Концентрация микротрещин N при е= 0 и N\ при де формации, близкой к деформации разрушения, а также средний диаметр трещин 2а для разных плит даны в табл. 1.
Следуя работе [1], можно рассчитать ожидаемое снижение модуля упругости дефектного материала с учетом конкретного характера дефек тов в сравнении с неповрежденным материалом. В случае расположения трещин перпендикулярно плоскости нагружения для расчета снижения модуля упругости по схеме Рейсса дана зависимость
~Ё |
[ l + ^ - ( l - v ) o ] 1 |
|
где ё — модуль упругости дефектного материала с параллельно распо ложенными трещинами; Е — модуль упругости неповрежденного мате риала; v= 0,3 — коэффициент Пуассона; со = Na? — характеристика тре щиноватости материала.
Согласно расчетам получаем, что ожидаемое снижение модуля упру гости для плиты 2 должно быть 7,5%, 4 — 1%, 6 — 4,5%. Расчет по схеме Фойгта, а также учет самосогласованного поля при полученных значениях со ^0,03 дают практически одинаковые результаты.
Диаграммы |
а —е для плит 1 и 2 показаны на рис. 3—а. Разница |
между секущим |
модулем при е=1% для продольных образцов из по |
врежденного материала и для неповрежденных при всех температурах в среднем составляет 8%. Соответственно для плит 5 и 6 снижение модуля составляет 4,4%. Согласно расчетам, проведенным по методике, изло женной выше, разница в величинах модулей упругости статистически
Рис. 3. Диаграммы растяжения смолы ПНМ-2 с ПВХ (а) |
и УПС (б) |
при скорости пере |
|||||
мещения |
захвата 10,1 мм/мин для |
образцов из неповрежденного материала (--------- |
), |
||||
а также |
для |
образцов из |
поврежденного материала, |
вырезанных |
перпендикулярно |
||
(---------- |
) |
и параллельно |
(-------- |
) направлению предварительного |
нагружения. |
|
|
/= 5 МГц; Г=20° С |
/-5 |
МГц; |
Г=0° С |
f - 1,67 |
МГц; Т=20° С |
|||||
|
|
|
о* |
|
|
|
О |
|
|
|
О |
№ |
|
|
О |
|
|
|
|
|
|
||
|
|
О |
|
|
|
О |
|
|
|
О |
|
1'^±Д и |
»11±д« |
|
|
|
|
|
|
|
|
Я ? |
|
плиты |
|
|
V |
4" |
а=11ан |
|
|
°1± 4' |
|||
|
(м/с) |
(м/с) |
а~1 а”* |
(м/с) |
(м/с) |
(м/с) |
(м/с) |
||||
|
|
|
|
|
|
1 |
|
|
|
||
|
|
|
1 |
|
|
|
|
|
|
|
1 |
1 |
2444 ± 1 4 |
2216 ± 3 2 |
9,30 |
2657 ± 2 3 |
2412 ± 61 |
9,20 |
2474 |
± 2 5 |
2420 ± 2 0 |
2,20 |
|
2 |
2397 ± 2 4 |
2 1 2 9 ± 3 2 |
11,20 |
2598 ± 2 6 |
2311 ± 3 3 |
11,00 |
2454 |
± 2 7 |
2327 ± 3 2 |
5,30 |
|
3 |
2 4 4 5 ± 13 |
2 2 5 0 ± 3 7 |
8,00 |
2651 ± 1 5 |
2468 ± 5 3 |
6,90 |
2478 |
± 2 5 |
2498 ± 2 6 |
0,80 |
|
4 |
2 4 7 5 ± 18 |
2268 ± 1 3 |
8,30 |
2605 ± 3 0 |
2460 ± 2 2 |
6,00 |
2492 ± 2 7 |
2468 ± 5 4 |
0,90 |
||
5 |
2441 ± 8 |
2 2 5 4 ± 14 |
7,70 |
2 6 2 1 ± 14 |
2433 ± 8 |
7,00 |
2 4 7 2 ± 8 |
2450 ± 2 5 |
1,00 |
||
6 |
2422 ± 9 |
2246 ± 2 6 |
7,30 |
2614 ± 18 |
2433 ± 2 1 |
6,90 |
2 4 9 6 ± 15 |
2473 ± 1 7 |
1,00 |
||
Непо- |
2509 + 8 |
2 5 0 7 ± 7 |
0,08 |
2659 ± 8 |
2 6 5 7 ± 7 |
0,08 |
2501 |
± 1 S 2 4 9 9 ± 11 |
0,04 |
врежденный образец
значима. Разница в величинах модуля упругости между образцами из поврежденного материала, вырезанными в поперечном направлении, и не поврежденными статистически незначима. Разница наблюдается только при деформациях, близких к разрушающим. Разница в величинах мо дуля-упругости образцов, вырезанных из неповрежденного материала, во взаимно ортогональных направлениях статистически незначима.
У плит 3 и 4, циклическое нагружение которых проводилось при 7’ = 25°С, модуль упругости повысился по сравнению с неповрежденными образцами. Повышение модуля можно объяснить тем, что одновременно с накоплением повреждений происходят ориентационные процессы, так как циклическое нагружение проводилось при температуре, близкой к температуре стеклования Тс. Зависимость разрушающего напряжении для плит 1 и 2 от температуры показана на рис. 4—а. Разница разру шающего напряжения поврежденных и неповрежденных образцов уве личивается с понижением температуры и достигает при Т = —40° С 19,3% У плит 3—6, для которых режимы предварительного нагружения су щественно отличаются от режима нагружения плит 1 и 2 (см. рис. 1), разница между аналогичными кривыми статистически незначима. Ско рость распространения ультразвука представлена в табл. 2.
При частоте 150 и 800 кГц разница в скоростях распространения ульт развука, измеренная на продольных и поперечных образцах, статистиче ски незначима.
При увеличении частоты ультразвуковых колебаний разница скорос тей, измеренных в продольных и поперечных образцах, увеличивается п
Рис. 4. Зависимости разрушающего напряжения от температуры при статическом растя женин для смолы ПНМ-2 с ПВХ (а) и для смолы ПНМ-2 (б): 1 — образцы из нет1 вреждснного материала; 2, 3 — образцы из поврежденного материала, вырезанные пер пендикулярно и параллельно направлению предварительного нагружения.
№ |
Коли- |
{= 5 МГц; |
Т = 20° С |
/=1.67 МГц; |
Т =20° С |
|||
v ^ ± A v |
|
|
|
I» ± До |
Оц±До |
|
||
плиты |
чество |
•’ll*4 ” |
|
|
|
|||
|
циклов |
(м/с) |
|
Х100% |
(м/с) |
(м/с) |
X 100% |
|
|
|
(м/с) |
|
|||||
1 |
60 |
2б40± 11 |
2500± |
13 |
5,3 |
2630± 17 |
2590 ± 7 |
1,5 |
2 |
180 |
2650± 13 |
2480 ± 9 |
6,4 |
2570± 12 |
2460± 13 |
4,2 |
|
3 |
370 |
2660± 17 |
2490 ± 7 |
6,4 |
2550± 17 |
2450±7 |
4,0 |
|
4 |
1020 |
2680±9 |
2490± 13 |
7,1 |
2560± 10 |
2450± 12 |
4,3 |
|
Непо |
|
2670 ± 6 |
2630±7 |
1,5 |
2630±6 |
2620 ± 8 |
0,4 |
|
вреж |
|
|
|
|
|
|
|
|
денный |
|
|
|
|
|
|
|
|
образец |
|
|
|
|
|
|
|
|
при / = 5 МГц меняется в пределах от 7,3 до 11,2%. Для плит 1 и 2 раз ница достигает максимального значения, поскольку эти плиты подвер гались более длительному нагружению. Такое увеличение разницы между скоростью распространения ультразвука в продольных и попереч ных образцах при увеличении частоты можно объяснить тем, что при f = 5 МГц длина волны Х= 0,5 мм становится соизмеримой с размерами дефектов. При понижении температуры опыта отношение скоростей рас пространения ультразвука v\\/v± практически не изменяется, в то время как их абсолютные значения увеличиваются.
Из приведенных результатов видно, что при периодическом нагруже нии повреждается весь объем материала.
Анизотропию жесткости и прочности поврежденных образцов можно установить качественно и количественно только в том случае, когда тем пературы испытаний значительно ниже комнатной и приближаются к температуре хрупкости исследуемых материалов. Низкотемпературные режимы испытаний устраняют влияние вязкостных эффектов на рост трещин и соответственно увеличивают общее влияние трещин на меха нические свойства исследованных материалов.
Анизотропию усталостной поврежденности также можно установить по скорости распространения ультразвука в тех случаях, когда длина волны ультразвуковых колебаний соизмерима с размерами дефектов.
Смола ПНМ-2 с метасиликатом кальция меди. Материал испыты вался при комнатной температуре. Разница в прочности при 20° С ока залась статистически незначимой. Скорость распространения ультра звука показана в табл. 3, из которой видно, что разница между скорос тями ультразвука в образцах, вырезанных в продольном и поперечном направлениях, при увеличении частоты повышается и достигает 7,1%. Возрастание разницы в скоростях ультразвука наблюдается также с уве личением числа циклов предварительного нагружения N.
|
|
|
|
|
|
Табл. 4 |
|
0) |
m |
|
/= 5 МГц; |
Т =20° С |
|
№ плиты |
Z |
2 |
v ± A v |
|
|
|
ч ° 5 |
|
|
о - у ^ и о о * |
|||
|
o “ s |
_L |
“|Г 4 “ |
|
||
|
kd о =Г |
(м/с) |
(м/с) |
|
|
|
|
|
|
|
|
||
1 |
90 |
|
2453 ± 8 |
2303± |
10 |
6,1 |
2 |
90 |
|
2435±5 |
2302± |
10 |
5,5 |
3 |
240 |
|
2459±9 |
2294 ±25 |
6,7 |
|
4 |
240 |
|
2464 ± 6 |
2299± |
14 |
6,7 |
5 |
310 |
|
2466±3 |
2293 ±23 |
7,0 |
|
6 |
310 |
|
2463+18 |
2289±7 |
7.1 |
|
Неповреж |
|
|
2464 ± 4 |
2464 ± 6 |
0 |
|
денный |
|
|
|
|
|
|
образец |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
/= 5 МГц; |
Г= 20° С |
|
№ плиты |
t, ч |
|
Уц±Ди |
|
(1~ У||/и1 ) ,00% |
|
|
|
|
||
|
|
(м/с) |
(м/с) |
|
|
|
|
|
|
||
1 |
4 |
1850 ± 17 |
1790 ± 7 0 |
3,20 |
|
2 |
6 |
1850 ± 2 2 |
1740 ± |
14 |
5,90 |
Неповреж |
0 |
19 7 0 ± 6 |
1971 ± 8 |
0,05 |
|
денный |
|
|
|
|
|
образец |
|
|
|
|
|
Смола ПНМ-2. Зависимость о —Т для плит 1 и 2 представлена на рис. 4—б. Для плит 3—6 зависимость о —Т аналогична зависимости для 1, 2. Скорость распространения ультразвука при частоте 5 МГц представ лена в табл. 4, из которой видно, что при увеличении числа циклов пред варительного нагружения N разница между скоростями в продольных и поперечных образцах возрастает.
УПС. Зависимости о —е для этого материала представлены на рис. 3—б. Следует отметить, что при предварительном нагружении плит деформация достигала величины 6%, т. е. превысила предел пропорцио нальности на кривой о —е. При растяжении УПС образуется большое ко личество микротрещин, пронизанных тяжами [9]. Микротрещины при растяжении аморфного полимера распространяются перпендикулярно к направлению действия растягивающего напряжения.
Повышение модуля упругости после горизонтального участка у об разцов поврежденного материала, вырезанных вдоль предваритель ного нагружения (см. рис. 3—б), можно объяснить тем, что высоко ориентированные тяжи в микротрещинах при достижении деформации предварительного нагружения распрямляются и начинают воспринимать нагрузку. Скорость распространения ультразвука дана в табл. 5, из ко торой следует, что разница в скоростях ультразвука, измеренная в про дольных и поперечных образцах из поврежденного материала, повыша ется с увеличением времени предварительного нагружения t.
Выводы. 1. Периодическое растягивающее нагружение наполненных аморфных полимеров вызывает накопление ориентированных поврежде ний во всем объеме материала.
2. Для смолы ПНМ-2 с ПВХ после предварительного периодического нагружения разность в модуле упругости в направлении действия на грузки и перпендикулярно к ней достигает 8%, разность в скорости рас пространения ультразвука 11,2%'. Концентрация дефектов после перио дического нагружения меняется в пределах М = 0,2*105 см-3 до N = = 0,54105 см-3, размеры трещин — в пределах от 100 до 150 мкм, что несколько больше размеров частиц наполнителя. Кратковременное цик лическое нагружение при температуре, близкой к температуре стекло вания, наряду с накоплением повреждений может вызвать ориентацию материала и повышение модуля упругости по сравнению с модулем не поврежденного материала.
3. Влияние повреждений на механические характеристики наполнен ных аморфных полимеров все более очевидно при приближении к тем пературе хрупкости исследуемых материалов. Для исключения нежела тельных эффектов вязкости и пластичности при исследовании влияния повреждений рекомендуется испытывать материалы при Г < Г С.
4. Анизотропию усталостной поврежденности можно установить по скорости распространения ультразвука в тех случаях, когда длина волны ультразвуковых колебаний соизмерима с размерами дефектов.