1189

УДК 620.178:678.067

П. П, Олдырев, А. М. Малинский

ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ НА МНОГОЦИКЛОВУЮ УСТАЛОСТЬ ОРГАНОПЛАСТИКА

Изучению воздействия температуры Т на стеклопластики с целью определения зависимости пределов выносливости ад от Г и повышения их теплостойкости уже с конца 50-х годов уделяется большое внима­ ние. В работах [1—6] показано значительное снижение GR стеклоплас­ тиков с повышением Г, при этом зависимость O R ( T) близка к линейной [3, 5]. По исследованию влияния температурного фактора на много­ цикловую усталость композитов, армированных органическими волок­ нами, каких-либо данных в литературе не обнаружено. Не удалось найти также сведений по влиянию температуры на характер накопле­ ния в композитах усталостных повреждений. Для количественного описания влияния Т на сопротивление усталости композитов предло­ жены эмпирические зависимости (например, [2, 5]). Использование их требует проведения соответствующих испытаний материала с наложе­ нием температур. Актуальным представляется сокращение трудоемко­ сти таких опытов, вызванной многообразием тепловых условий.

В настоящей статье представлены результаты экспериментального исследования влияния температуры на органопластик с целью изучения процесса накопления повреждений и поиска путей сокращения трудо­ емкости испытаний на многоцикловую усталость в условиях повышен­ ной температуры.

Влияние температуры изучали на двух партиях эпоксидного одно­ направленного органопластика, армированного жгутом, различающихся между собой структурой полигетероариленовых волокон [7].

Сначала проводили статические испытания кратковременным на­ гружением образцов при повышенных температурах 40, 60, 70, 80°С. Вид деформаций для статического и циклического нагружения выби­ рался одинаковым с тем, чтобы проверить наличие корреляции между статическими и усталостными характеристиками композитов [8].

Образцы для статических и циклических испытаний (рис. 1 ) вырезали вдоль

волокон. Статические испытанияизгибом по четырехточечной схеме нагружения вы­ полнены в специальном приспособлении [9]. Разрушение образцов при изгибе в ста­ тике и динамике происходило от сдвиговой потери устойчивости волокон по типу «пластического шарнира». Для статических испытаний на растяжение применяли об­ разцы сечением 2X10 мм с утолщенными головками, рекомендуемые ГОСТ 25.601—80. Результаты статических испытаний даны в табл. 1 . Пределы пропорциональности о*

количественно соответствуют точкам начала отклонения кривых деформирования сг(е)

в [11]. В процессе нагружения измерялись и регистрировались на ЭПП-09 нагрузка, амплитуда деформации и температура образца. Силовой режим выдерживался с точ­ ностью 1 %. Погрешность измерения деформации с помощью устройства [12] была не более 2% от измеряемой величины, температуры — 0,5°. Момент разрушения образцов определяли по резкому (примерно за 1 0 0 0 циклов) снижению изгибающего момента до Г0 % и меиее от заданной величины.

Рис. 3. Схема стабилизации температуры об­ разца. Пояснения в тексте.

Воздух

ность была использована для прогнозирования долговечности по методу [14], что позволило сократить трудоемкость испытаний вдвое.

Следует отметить, что в начале макроразрушения данного матери­ ала, определяемого по интенсивному возрастанию е (точка В на рис. 4), визуально незаметны какие-либо изменения на поверхности об­ разца. По-видимому, происходит продольное расслоение жгутов во­ локна, наблюдаемое и при статическом нагружении однонаправленного органопластика [15].

По результатам испытаний построены усредненные кривые устало­ сти (рис. 5), соответствующие 50% вероятности разрушения, по кото­ рым определены ограниченные пределы выносливости GR для Л/\ = 105 и A^2 = 106 циклов. Значения их приведены в табл. 1.

По изменению амплитуд е можно определить влияние температуры на характер накопления повреждений в органопластике. Полагаем,

начальный и текущий модули упругости. Приближенность такого спо­

и Пс тоже показаны на рис. 6. Размер деформаций в начале макро­

полагать, что и в момент разрушения деформации ес также не зависят от уровня а для каждой температуры. Аналогичный характер измене­ ния деформаций и повреждаемости наблюдался на стеклопластике в неизотермических режимах мягкого и жесткого нагружения [11]. По­ вреждаемость к началу макроразрушения, как видно из рис. 6, для одинаковых амплитуд напряжений уменьшается с повышением темпе­ ратуры. Это показывают также дан­ ные табл. 2 — средние значения еь и

пределов выносливости для баз N\ и

N2 обеих температур. Модули упруго­

сти Еь = OR/ еь оказались равными с

Модули упругости, повреждаемость и эффективные напряжения в начале третьего периода

точностью до 2% для обеих температур и одинаковых долговечностей. Близкими по величине оказались к началу третьего периода и повреж­ дения Пъ. Такое соотношение Еь и Пь для разных температур, по-види­ мому, закономерно для многоцикловой усталости данного композита. В табл. 2 приведены также эффективные напряжения в начале макро­ разрушения сгэ.в, рассчитанные по формуле сгэ.в = (7л/(1 —Пь). Напряже­ ния 0э.в оказались одинаковыми для долговечностей N\ и N2 при посто­ янных температурах и хорошо согласуются с пределами пропорцио­ нальности о*и для Г=40 и 70°С, оставаясь примерно на 14% ниже их (см. табл. 1). Последнее объясняется неполным учетом повреждаемости по сечению образца при оценке ее по максимальным изгибным напря­ жениям [11].

Рассмотрим теперь опыты с повышенными температурами при осе­ вом нагружении материала ОП-2. Механические свойства его при статическом растяжении приведены в табл. 1.

Циклическое растяжение производилось с асимметрией цикла /? = amin/ormnx=0,l на гидропульсаторе ЦДМ-10ПУ. Частота — 17 Гц. Образцы (см. рис. 1—6) крепи­ лись в захватах — динамометрах [16] с измененной формой клиньев, обусловленной высокой разрывной и слабой сдвиговой прочностью данного композита. По этой же причине образцы имели удлиненные головки и- малое сечение рабочего участка. Ста­ билизация заданных температур 40, 60 и 80°С производилась автоматически симмет­ ричным обдувом рабочей части образцов сжатым воздухом по описанной схеме (см. рис. 3). Температура контролировалась двумя термопарами, прикрепленными с двух сторон образца. Из-за малой толщины образца температурное поле в нем не прове­

ряли. Точность стабилизации температуры ±2° Нагрузку и асимметрию цикла контролировали по шлейфовому осциллографу. Силовой режим выдерживали с точностью 2 %.

Разрушение образцов начиналось про­ дольным расслоением, которое замеча­ лось по утолщению шейки образца в третьем периоде усталости, и заканчива­ лось разрывом армирующих волокон. Пределы выносливости, определенные по кривым усталости, построенным по 8—12

Коэффициенты усталости органопластиков для различных температур

Примечание. Для ОП-2 в числителе приведены коэффициенты усталости по ам плитуде, в знаменателе — по максимальному напряжению цикла.

образцам, соответствующие 50% вероятности разрушения, приведены в табл. 1 в двух вариантах: по амплитудам — в числителе и по макси­ мальным напряжениям — в знаменателе.

Имея опытные данные по механическим характеристикам органо­ пластиков при статическом и циклическом нагружении, проверим на­ личие корреляции между ними. О корреляции между <jn, о*, Е и пре­ делами выносливости будем судить по разбросу коэффициентов уста­ лости К для одинаковых температур:

Статические и усталостные характеристики в (1) берутся из табл. 1 для одноименных деформаций. Значения коэффициентов усталости сведены в табл. 3, из которой видно, что при симметричном изгибе для равных долговечностей коэффициенты /Сп, К* и КЕ остаются постоян­ ными с разбросом до 5, 1,5 и 10% для обеих температур. При растя­ жении с R = 0,1 пределы выносливости по амплитудам и максимальным напряжениям для температур 40, 60 и 80°С также хорошо коррелируют со статическими характеристиками, что видно по значениям коэффици­ ентов вариации для /Сп, К* и КЕ>представленным в табл. 4. Здесь в числителях — средние величины /С, в знаменателях — коэффициенты вариации в процентах.

Анализ данных табл. 3 и 4 позволяет заключить, что для изгиба и растяжения наиболее устойчивая корреляция пределов выносливости наблюдается со статическими пределами пропорциональности а*. Од­ нако при R\—0,1 более плотная корреляция идет по модулям упруго­ сти. Пределы выносливости удовлетворительно коррелируют также и со статической прочностью на одноименные деформации. Таким обра­

УДК 539.4:539.2:678.067

Ю.В. Емельянов, С. Е. Рудакова, Л. П. Демьянова, О. Р. Шейнина,

А.И. Крашенинников, В. С. Каретников

ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЧНОСТНЫХ И ДЕФОРМАЦИОННЫХ СВОЙСТВ к о м п о з и т н ы х ПРОТИВОКОРРОЗИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ НА ОСНОВЕ ЭПОКСИДНО-ФЕНОЛЬНОГО ПОЛИМЕРА

Важной народнохозяйственной задачей является расширение при­ менения полимерных композитных материалов в противокоррозионной технике. Перспективными в этом отношении являются композиты, включающие низковязкое связующее (эпоксидно-диановый олигомер типа ЭД-20, 42% раствор в фурфуроле фенолоформальдегидной смолы типа РСФ-014), олигомеры изобутилена с концевыми функциональными группами (ОИКГ — с карбоксильной и кетонной; ОИККГ — с двумя карбоксильными), наполнители и отвердители аминного типа [1, 2]. Выбор композиций обусловливается возможностью их отверждения при нормальной температуре, что очень важно при защите крупнога­ баритных изделий; невысокой вязкостью (до 25 Па-с) при отсут­ ствии летучих растворителей, что дает возможность механизировать процесс нанесения покрытий; высокой кислото- и теплостойкостью за счет феноло-фурфурольноформальдегидной составляющей системы.

Изучение физико-механических свойств этих композитных матери­ алов в зависимости, от состава и при воздействии агрессивных сред представляет значительный интерес. В табл. 1 приведены составы ос­ новных изученных систем.

Прочностные свойства оценивали по изменению разрушающего напряжения при

растяжении исследовали до и после воздействия агрессивных сред. Разрушающее

растяжения 5,4 мм/мин. Внутренние напряжения определяли тензометрическим мето­

Рис. 5. Зависимости относительного удли­

инверсия фаз, т. е. матрицей стано­ вится этот компонент. Значительное снижение прочности композиции можно объяснить неполным отверж­ дением РСФ-014 в этих условиях.

На рис. 2 приведены зависимо­ сти ар композиций II и III от содер­

жания в них олигомера изобутилена. Как видно из рисунка, кривые 1 и 2 имеют экстремальный характер с точками перегиба, соответству­ ющими содержанию олигомера изобутилена 5 мае. ч. Характер кривых свидетельствует об упрочнении композиции в области сравнительно малых добавок модификатора. Очевидно, это связано с тем, что при таком содержании в композиции олигомера изобутилена выполняются условия оптимального соотношения удельной величины границы раз­ дела фаз модификатор—основной полимер, что, как и в случае жидких каучуков [4], приводит к улучшению прочностных свойств модифици­ рованной композиции. Более высокие значения прочности у композиции III (кривая 2) по сравнению с композицией II можно объяснить неко­ торыми особенностями процессов их структурообразования, изученных методом ИК спектроскопии в области 600—3700 см-1.

Проведение функционального анализа ИК спектров поглощения композиций, записанных в процессе отверждения, показало, что в обеих системах конверсия эпоксигрупп (уменьшение интенсивности по­ лосы 920 см-1) происходит с одинаковыми скоростями. Отверждение эпоксидной составляющей протекает в основном двумя способами — путем взаимодействия эпоксигрупп с аминогруппами и реакции эпокси­ групп с ОН-группами, о чем свидетельствует рост интенсивности полос 1125 и 1110 см-1 (колебание вторичных ОН-групп и колебание простой эфирной группировки С—О—С соответственно) [5]. Но в случае сис­ темы III, отверждаемой смесью УП-583 и АД, создаются благоприят­ ные условия для протекания реакции между эпоксигруппами и ОНгруппами (рост полосы 1110 см-1 значительно опережает рост полосы 1125 см-1), т. е. сшивание в значительной степени протекает через эфирную связь. Реакция эпоксигрупп с ОН-группами смолы РСФ-014 приводит к химическому связыванию основных компонентов компози­ ции. Взаимодействие эпоксидной смолы с феноло-формальдегидной смолой обусловливает, по-видимому, улучшение физико-механических свойств композиции III.

На рис. 3 приведены зависимости ар эпоксидно-фенольной компози­ ции от содержания в ней наполнителей — измельченного графита (ТУ 482054-75) и кварцевой муки (ГОСТ 9077-59). Как видно из ри­ сунка, введение в композицию III (модифицированную и без олигомера изобутилена) графита приводит к понижению ее прочности. Это можно объяснить тем, что графит является инертным наполнителем, который активно не участвует в структурообразовании системы, а напротив, приводит к нарушению ее непрерывности. Зависимость ар от содержания кварцевого наполнителя имеет экстремальный характер. Максимальное значение прочности связано с «критическим наполнением» композиции, при котором достигается оптимальная структура [6]. В данном случае критическое наполнение соответствует 80 мае. ч. кварца.

На рис. 4 представлены зависимости внутренних напряжений от времени отверждения композиции III. Введение модификатора приво­ дит к снижению внутренних напряжений. При этом для модифициро­ ванного полимера характерен более значительный спад кривой, что