Применение методов математического моделирования для расчета и создания конструкционных композитов на основе неорганической матрицы тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.13.18, кандидат технических наук Косолапов, Алексей Федорович

• Косолапов, Алексей Федорович
• кандидат технических наук
• 2005

Оглавление диссертации кандидат технических наук Косолапов, Алексей Федорович

I. ВВЕДЕНИЕ

II. Использование методов математического моделирования для разработки материаловедческих аспектов создания конструкционных композитов на основе неорганической матрицы

2.1. Модель многослойного композита и исследование ее напряженно-деформированного состояния

2.2. Обоснование выбора модели для оценки монолитности намоточного композита, исследование ее напряженно-деформированного состояния и устойчивости

2.3. Условия сплошности намоточного композита и их оценка

2.4. Модель для оценки монолитности хаотически армированного композита и условия его сплошности

II. Моделирование технологического процесса создания композита

3.1. Моделирование процесса пропитки

3.2. Моделирование процесса намотки и условия его подобия 3.6. Выбор оптимального технологического режима

IV. Прогнозирование и исследование свойств композита

4.1. Прогнозирование упруго-прочностных ствойств композита при растяжении и сжатии

4.2. Трещиностойкость композита и ее оценка с использованием модельных представлений

4.3. Моделирование вязко-упругого поведения композита и прогнозирование его длительной прочности

4.4. Моделирование влияния эксплуатационных факторов на монолитность, трещиностойкость и длительную прочность композита

V. Практическое использование результатов работы

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Применение методов математического моделирования для расчета и создания конструкционных композитов на основе неорганической матрицы»

Стеклопластоцементы представляют собой сэндвич-композицию на основе чередующихся слоев из стеклоцемента (стеклофибробетона) и стеклопластика.

Стеклофибробетон состоит из цементного вяжущего с мелким заполнителем (матрицы) и отрезков стекловолокна (фибр), расположенных дисперсно без преимущественной ориентации в каком-либо направлении.

Стеклопластоцементы и стеклофибробетон имеют повышенную прочность на растяжение и изгиб, что позволяет изготавливать тонкостенные конструкции без стальной арматуры. Они обладает повышенной ударной прочностью и трещиностойкостью, высокой стойкостью к коррозии, атмосферным воздействиям, истиранию и огнестойкости. Для них характерна низкая паро- и водопроницаемость, меньшая хрупкость, чем обычного бетона, повышенная надежность из-за пластического характера разрушения.

Технологическими преимуществами стеклофибробетонных конструкций являются простота формования изделий и создания пространственных форм, гибкость и вариабельность технологии, легкость монтажа и транспортирования, безопасность производства.

Стеклофибробетонные конструкции имеют высокие декоративные качества: помимо применения цветных цементов, пигментов, окраски поверхности, применяется облицовка плиткой, мелкий рельеф, отделка мелким и крупным заполнителем различной формы и цвета, имитация под кирпич. Для придания лучшего вида и гладкой поверхности в стеклофибробетон может добавляться мраморная пыль, гончарная глина, минвата. Достоинством стеклофибробетона является возможность получения поверхностей сложной формы, в том числе ломанных и криволинейных, гладких и ребристых.

Несмотря на относительно высокую стоимость щелочестойкого стекловолокна, применение стеклофибробетона в ограждающих конструкциях является эффективным из-за малого расхода его (3-8 % стекловолокна по объему), малых поперечных сечений элементов (толщина стеклофибробетонной обшивки - 6-30 мм), снижения трудоемкости за счет отсутствия арматурных работ и начальных затрат на арматурное хозяйство.

Использование стеклянных волокон для армирования бетона обуславливается, в первую очередь, высокой механической прочностью и высоким модулем упругости. Прочность стеклянных волокон превышает прочность природных и большинства синтетических волокон. Элементарные стеклянные волокна диаметром 8-10 мкм по прочности соответствуют высокоуглеродистой холоднотянутой проволоке, а по объемному весу - в 3,5 раза легче его. Модуль упругости стекловолокна ниже, чем у стали, но примерно вдвое выше модуля упругости бетона. Стеклянные волокна обладают идеально упругими свойствами, т.е. предел пропорциональности совпадает с пределом прочности.

Коэффициент линейного расширения бетона и стекловолокна близки друг к другу, поэтому подобные материалы не обнаруживают термоупругой несовместимости [1].

Изготавливаемые стекловолокна диаметром 5-10 мкм имеют предел прочности при растяжении составляет 1000-4000 МПа. Тонкие волокна имеют малую прочность на изгиб и разрыв. Поэтому вместо отдельных волокон применяют пучки (ровинги) из 100-200 тонких волокон, объединенных слабым склеиванием полимером. Условный диаметр пучка - 0,5-1,5 мм. Совместная работа с цементным камнем обеспечивается только за счет механического сцепления. Стекловолокно поступает в виде рулонного мата или пряди, которые рубятся на отрезки или в виде предварительно заготовленной сечки. Длина фибры должна быть в пределах 100-150 диаметров волокна. Процент армирования стекловолокном обычно составляет 3-7% по весу [2].

Для армирования бетона обычно используется алюмоборосиликатное (бесщелочное), либо щелочестойкое стекловолокно. Обычное алюмоборосиликатное стекло быстро корродирует в щелочной среде в щелочной среде твердеющего портландцемента, образующейся в результате гидратации кальция, и при длительном ее действии полностью разрушается. Алюмоборосиликатное стекло применяется для армирования бетона на основе глиноземистого цемента, т.к. среда его твердения характеризуется более низкой щелочностью по сравнению с портландцементами и соответственно меньшей агрессивностью к стеклянным волокнам. Алюмоборосиликатное стекловолокно также используют для армирования изделий на основе гипса [3].

Для повышения коррозионной стойкости стекловолокнистой арматуры в ряде случаев применяют специальные покрытия. Однако наряду с положительными результатами при этом наблюдается повышение стоимости и усложнение стоимости технологии изготовления стеклофибробетонных изделий. Применение алюмоборосиликатного стекловолокна возможно при использовании специальных добавок для снижения содержания щелочи в среде твердеющего бетона. Французская фирма «L'Industrielle de Préfabrication» предлагает вводить в стеклофибробетон специальную добавку, понижающую щелочь, возникающую при твердении портландцемента.

Щелочестойкое стекловолокно под названием Cem-FIL разработано фирмой «Pilkington Brothers Ltd.» (Великобритания). Технологией производства занимаются фирмы «Pilkington Brothers Ltd.», «Heiefel Bergen Cernent» (Германия), «Asahi Glass» (Япония) и другие.

В России щелочестойкое стекло стали производить с 1980 г. под маркой Щ-15ЖТ (ТУ 21-38-177-80). В настоящее время Государственным институтом стекла разработано цементостойкое стекловолокно СЦ-6, обладающее повышенной щелочеустойчивостью (ТУ 21-38-233-87).

Основными факторами, влияющими на механические свойства стекло-фибробетона, являются: плотность, пористость, состав смеси, тип стекловолокна, содержание и ориентация фибр в смеси, их длина, соотношение цемент-песок.

Плотность стеклофибробетона зависит от способа производства. Для материалов, полученных методом набрызга, плотность равна 1,75-2,0 т/м, методом распыления и обебзвоживания - 2,0-2,1 т/м [4], а предварительным смешиванием 1,8-2,0 т/м [5].

Оптимальная длина волокон при использовании метода набрызга составляет 38-51 мм [6]. Прочность на сжатие стеклофибробетона эквивалента прочности бетона, прочность на изгиб с добавкой 6% волокна длиной 10-40 мм возрастает по сравнению с прочностью неармированного бетона в 4-5 раз, прочность на разрыв - в 3-4 раза, ударная прочность - в 15-20 раз. Значительное повышение содержания волокна в композиции приводит к увеличению пористости, в результате чего уменьшается прочность при изгибе и растяжении [5].

С изменением плотности состава изменяются прочность при изгибе и растяжении, модуль упругости стеклофибробетона.

Эффективность работы бетона с упрочняющими их волокнами зависит не только от вида используемых волокон, но и от характера их расположения и ориентации в бетоне. Ориентация волокон в бетоне может быть в направлении действующих усилий и произвольная. Повышение прочности на растяжение цементного камня в последнем случае объясняется тем, что волокна при свободной ориентации и достаточной равномерности распределения в материале способны воспринимать усилия практически любого направления и тем самым препятствовать образованию и развитию трещин в цементном камне. В структурном отношении цементный камень неоднороден и имеет ориентированные в различных направлениях начальные микро- и субмикро-дефекты, которые при силовых воздействиях могут перемещаться, объединяться и приводить к выявлению, а затем и дальнейшему развитию «откровенных» трещин. Волокна тормозят движение микродефектов в цементном камне. Если образование трещин все же произошло, то блокируя возникшую трещину практически со всех сторон, волокно более эффективно по сравнению с обычно арматурой препятствует ее дальнейшему росту и развитию. Это происходит до тех пор, пока не преодолено сопротивление волокнистой арматуры на разрыв или не нарушено ее сцепление с матрицей [7].

Влияние ориентации армируюших волокон на показатели эффективности, характеризующие поведение материала при его загружении, иллюстрируются следующими соотношениями [2]: при параллельной направлению усилия ориентации эффективность волокнистой арматуры - 100%, при перпендикулярной - 40-50%, при плоско-произвольной - около 20%. Как видно, плоскопроизвольное «двухкамерное» армирование примерно в 2 раза эффективнее «трехкамерного» хаотичного армирования. Объясняется это тем, что в первом случае при нагружении композиции в работу включается большая часть армирующего материала.

При испытании на изгиб на всех уровнях напряжение изменение ползучести композиции качественно было подобно изменению ползучести бетона

4].

Испытания стеклофибробетона в возрасте от 12 до 22 лет показывают, что прочность стабилизуется к двухлетнему возрасту и в дальнейшем изменяется незначительно. Для стеклофибробетона характерно быстрое затухание деформаций ползучести во времени [8].

Армирование бетона стекловолокном значительно повышает ударную прочность стеклофибробетона по сравнению с обычным бетоном, например, предварительно смешанного стеклофибробетона - в 3,5-4,0 раза, напыленного - в 5,0-6,3 раза, напыленного и обезвоженного - в 7,5 раз [6].

Стеклянные волокна позволяют получать композиции с высоким пределом прочности на разрыв и ударной прочностью, но наблюдается некоторое уменьшение прочности во времени, причем степень его изменения зависит от условий твердения,

Падение прочности во времени производит благодаря химическим процессам к истиранию волокон кристаллами гидроокиси кальция при непрерывной гидратации цемента в условиях влажности. В сухих атмосферных условиях применение прочностных свойств производит довольно медленно, тогда как во влажных условиях прочность уменьшается быстрее.

Как и другие материалы на основе цемента, стеклофибробетон испытывает усадку при твердении в условиях низкой влажности и высокой температуры. Усадка чистого цемента достигает 0,3% при 50 °С и 30-40% относительной влажности [4]. Усадка стеклофибробетона и цементного камня примерно одинакова, однако волокна препятствуют образованию усадочных трещин. Так например, увеличение содержание стекловолокна на 1% уменьшает усадку на 5-10% [6]. Усадка может быть уменьшена при введении в композицию песка до 25-30% от общей массы смеси [4].

В настоящее время фирмой «Pilkington Brothers Ltd.» используется стеклофибробетон, содержащий до 100% мелкого песка.

Водоцементное отношение составляет 0,3 для метода набрызга и 0,32-0,34 для предварительного перемешивания. Модуль Юнга определяется свойствами матрицы и имеет значение, близкое значению модуля Юнга цементного камня.

При нормальном уровне рабочих напряжений при растяжении и изгибе стеклофибробетон выдерживает более 10 млн. циклов нагрузки [6].

Исследования, проведенные в НИИЖБ, показали, что при армировании бетона щелочестойким волокном Щ-15ЖТ (до 3%) призменная прочность возрастает на 12-22%, прочность на осевое растяжение - в 2-2,5 раза. Модуль упругости и коэффициент Пуассона у стеклофибробетона был такой же, как у обычного бетона. Пластические свойства стеклофибробетона были значительно выше, чем у обычного бетона и с повышением армирования они увеличивались.

Огнестойкость стеклофибробетона зависит от того, насколько хорошо ^ противодействует арматура высоким температурам и в какой степени ослабляется связь ее с бетоном при термическом расширении.

При 400 °С обычный портландцемент теряет половину своей прочности. Стекловолокно выдерживает температуру 600 - 800 °С, не претерпевая изменений. Коэффициент термического расширения стеклофибробетона ниже 12 • Ю-6 1/С [6]. При испытании стеклофибробетона, содержащего 5% волокна на огнестойкость разрушение его в течение 1 часа не происходило.

Испытания стеклофибробетонных панелей типа «сандвич» показли, что огнестойкость конструкции (сильно) зависит от вида материала среднего ^ слоя. Обычно изделие не разрушемтся в течение 2 часов испытаний, в некоторых случаях - в течение четырех часов [9].

Проницаемость стеклофибробетона зависит от возраста материала, условий его хранения, водоцементного отношения. При хранении в сухих условиях величина воздухопроницаемости возрастает, в возрасте одного года она была равна 0, при высокой влажности (90%)и водных условиях проницаемость была менее 0,15% [6]. 4 Крупногабаритные изделия из стеклопластоцемента на ходят все более широкое применение в промышленности. Одним из прогрессивных направлений их применения является изготовление коррозионностойких негорючих ** вентиляционных газоходов в пожаро- и взрывоопасных условиях на промышленных предприятиях. При этом внутренняя и наружная поверхности газоходов изготавливаются из композиционного материала на основе синтетических смол и стекловолокнистых наполнителей (стекловолокна, стекло-маты, ткани). Вентиляционные газоходы из стеклопластоцемента применяются в производстве категории А, Б и В в химической и других отраслях промышленности. Сечение их может быть круглым или прямоугольным. Газоходы служат для транспортирования токсичных и взрывоопасных газооб-> разных сред при температурах от -50 до 100 °С и рабочих давлениях от 0,8 до 2,0 кПа. Кроме этого, из стеклопластоцемента изготавливаются малотон-1 нажные суда.

Стеклофибробетон может использоваться для систем питьевого водоснабжения. Волокна прочно связаны в композите и не выделяется в воду. Материал не придает вкуса воде, не изменяет ее цвет и прозрачность и не выделяет токсичных металлов в количествах, превышающих концентрации, установленные стандартом ВОЗ [5]. Химическая стойкость стеклофибробетона аналогична обычным бетонам.

Накоплен большой опыт применения стеклофибробетона в строительстве. * Стеклофибробетон за рубежом применяется для изготовления элементов архитектурного оформления фасадов, облицовки, ограждений лоджий, бал,, ' конов, эркеров. Из стеклофибробетона изготавливают навесные стеновые панели, перегородки, элементы подпорных стен, несъемной опалубки, малые архитектурные формы, сантехкабины, венткороба, мусоропроводы, оконные переплеты, подоконные плиты, цветочницы и т.д.

Высокая износостойкость и ударная прочность позволяют использовать стеклофибробетон для дорожных и аэродромных покрытий. Низкая водопроницаемость дает возможность применять его в кровле, для гидроизоляции бассейнов, облицовки каналов, производства труб, желобов, а также для изготовления корпусов лодок и небольших судов.

Высокие декоративные качества стеклофибробетона используются в наружных ограждениях зданий.

Навесные стеновые панели обычно состоят из тонких наружных слоев стеклофибробетона и эффективного утеплителя между ними, либо представляют собой наружную стеклофибробетонную скорлупу, которую после монтажа заполняют утеплителем и закрывают листом внутренней обшивки.

Такая конструкция применяется в США, Англии, Германии, Франции, Японии, Австрии, Румынии и др. Применение элементов из стеклофибробетон во всех случаях приводит к сокращению сроков строительства и расхода материалов.

Стеклофибробетон широко используется для изготовления наружных стеновых панелей. Примерами их эффективного использования являются здания банка «Лионский кредит» в Лондоне (Великобритания) и банка в Дейтоне (США), особняка «Аль-Гары» в Саудовской Аравии, супермаркета и городского департамента в Токио (Япония), «Вейко-Банка» в США, здания «Мирного материала» в Сан-Франциско (США), здания завода «Fiberglass» в Ама-рильо (США).

В Великобритании освоен выпуск трехслойных наружных стеновых панелей с наружными слоями из стеклофибробетона и средним теплоизоляционным слоем из эффективных утеплителей. Наружные слои панели имеют толщину 100 мм, а средний - 100 мм. Максимальный размер панели -4 м. Они характеризуются высокой тепло- и звукоизолирующей способностью.

Из стеклофибробетона изготавливаются ограждения лоджий и другие элементы, а также газетные киоски полной заводской готовности.

Применение стеклофибробетонных панелей лоджий размером 1,8 х 1,8 м весом 320 кг и облицовок колонн 1,5 х 4,8 м на строительстве 18-этажного здания в Сан-Франциско в количестве 9 тыс. м позволило снизить расходы на 86 тыс. долларов.

Стеклофибробетон позволяет решать сложные архитектурные задания и получать ажурные конструкции и здания высокой архитектурной выразительности. Примером такого решения может быть конструкция остекленного потолка художественной галереи в г. Перт (Австралия) [10]. Около 700 треугольных панелей со стороной 1,2 м и весом 350 кг были смонтированы в конструкцию потолка и обеспечили зенитное освещение помещения галереи.

Большие исследования проводятся французской фирмой «L'Industrielle de

Préfabrication» с целью создания промышленного производства наружных стеновых панелей из стеклофибробетона [11]. Работы ведутся фирмой по государственному заказу. Разработаны и изготовлены опытные образцы конструкций и отработана технология их изготовления набрызгом. Предполагается производить панели из стеклофибробетона на алюмоборосиликатном волокне с применением добавок в бетон, нейтрализующих щелочное воздействие среды и на стекловолокно. Панели имеют вес 30 кг/м2. Фирма предполагает изготавливать на технологических линиях однослойные и многослойные фасадные панели, парапетные панели, навесы, плиты перекрытий, фурнитуру улиц и др.

Фирмой "Arc Cernent LTD" (Англия) разработан новый тип армированных низконапорных бетонных труб торговой марки "Slimline" [12]. Трубы армируются щелочестойким стекловолокном "СЕМ-FIL" исключающим применение обычного арматурного стального каркаса. Трубы равноценны обычным железобетонным трубам по прочности, гидравлическим характеристикам, стойкости и долговечности. Вместе с тем, они имеют меньшую массу требуют подготовки более узких траншей. Трубы изготавливаются методом центрифугирования и состоят из сердечника из высокопрочного бетона, внутреннего и наружного слоев из мелкозернистого бетона со стекловолокнистой арматурой и внутреннего отделочного слоя из неармированного мелкозернистого бетона, внутренний диаметр труб 570 мм, толщина стенок 66 мм, номинальная длина звена 2,4 м, масса 1 тонна.

Трубы применяются в Англии, Японии, Новой Зеландии, США и др.

Опытное применение труб дало хорошие результаты. Предполагается промышленное производство труб диаметром 600-1200 мм. Ведутся разработки по производству аналогичных напорных труб.

Следует отметить, что стеклофибробетон применяется для емкостных сооружений и водоемов, т.к. стеклофибробетон не подвержен плесневению и зарастанию водорослями [13-20].

Таким образом, в настоящее время конструкционные композиты и в частности намоточные и хаотически армированные композиты на основе неорганической матрицы (стеклопластоцементы, фиброцементы), обладающие высокой удельной прочностью, жесткостью, коррозионно- и теплостойкостью, высокой ударной прочностью, простотой технологических процессов изготовления, возможностью широкого варьирования свойств, находят все возрастающее применение, во многих отраслях промышленности, где традиционные материалы в некоторых случаях неприменимы.

Обоснованное применение композитов в элементах конструкций возможно лишь при комплексном использовании методов математического моделирования, механики деформируемого твердого тела, материаловедения композитов и т.д.

Вопросы расчета композита тесно связаны с проблемой его создания, так как получение стеклопластика - комплексная задача, включающая в себя: вопервых, формулирование условий, которым должны отвечать упруго-прочностные свойства исходных компонентов, чтобы гетерогенная система могла рассматриваться как сплошная анизотропная или изотропная среда с некоторым тензором приведенных вязкоупругих характеристик, соответствующих техническому заданию; естественно поэтому, что конструктор и расчетчик (так же как и технолог) должен уметь прогнозировать упруго-прочностные свойства композита по свойствам и относительному содержанию исходных компонентов и наоборот; во-вторых, вопросы оптимального соединения этих компонентов (с позиций механики полимеров), т.е. технологические аспекты.

Однако при создании и расчете композиционных материалов на основе неорганической матрицы в большинстве случае преобладают эмпирические или полуэмпирические методы, которые являются длительными, дорогостоящими и малонадежными, так как они зависят от многих случайных факторов. Кроме того, они не позволяют оценить уровень достигнутых результатов с точки зрения их максимально возможных значений.

Поэтому разработка научных основ расчета и создания композитов на основе неорганической матрицы, охватывающих все стадии процесса, начиная с выбора исходных компонентов, их оптимального соединения в армированную монолитную систему с заданной прочностью и надежностью и кончая расчетом свойств готового композита, несмотря на ряд фундаментальных работ и исследований по этим вопросам, еще далека от полного завершения и ждет своего исчерпывающего решения.

Целью диссертационной работы является создание и расчет математических моделей, отражающих общие принципы получения композитов на основе неорганической массы, начиная с выбора исходных компонентов, технологических аспектов их соединения в единую монолитную систему с заданными свойствами и кончая прогнозированием и исследованием свойств композита.

Поставленные вопросы, как указывалось выше, взаимосвязаны и взаимообусловлены.

Поэтому именно их комплексное рассмотрение имеет важное практическое и научное значение.

Достижение указанной выше цели осуществлялось при помощи решения следующих задач:

1. Исследование напряженно-деформированного состояния модели намоточного композита на основе неорганической матрицы при сложном нарушении с учетом двумерного напряженного состояния вязко-упругой матрицы и изгиба армированных слоев.

2. Построение и обоснование расчетных моделей для изучения условий создания конструкционных намоточных и хаотически армированных композитов на основе неорганической матрицы и исследование их напряженнодеформированное состояние с целью формулирования условий монолитности композита.

3. На основе использования методов математического моделирования исследование технологического процесса создания композита, формулирование условий его подобия и выбор оптимальных технологических параметров

4. Построение и обоснование модели для прогнозирования и исследования упруго-прочностных и вязкоупругих свойств композита, его длительной прочности и трещиностойкости.

5. Исследование с использованием модельных представлений влияния эксплуатационных факторов на свойства композита.

И. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ МЕТОДОВ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ ДЛЯ РАЗРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВЕДЧЕСКИХ АСПЕКТОВ СОЗДАНИЯ КОНСТРУКЦИОННЫХ КОМПОЗИТОВ НА ОСНОВЕ НЕОРГАНИЧЕСКОЙ МАТРИЦЫ

2.1. Модель намоточного композита и исследование ее напряженно-деформированного состояния

Композиты на основе неорганической матрицы, как правило, представляют собой слоистые системы (пластины, оболочки), состоящие из чередующихся жестких и мягких слоев, имеющих в общем случае неодинаковые геометрические размеры и свойства. Поэтому в качестве модели композита принимаем многослойную пластину, изображенную на рис. 2.1. В дальнейшем жесткие слои условно будем называть армирующими, мягкие - полимерными.

Для исследования напряженно-деформированного состояния многослойных пластин (стержней) принимаем, что армирующие слои представляют собой изотропные пластинки, столь жесткие и тонкие, что к ним применима гипотеза Кирхгофа-Лява.

Принимаем далее, что в полимерном слое возникают не только касательные, но и нормальные напряжения, ибо в реальном композите, нагруженном даже в срединной полости, возможны сжатие, растяжение и сдвиг в направлениях, не совпадающих с направлением армирования [21].

Полагаем, что нормальные напряжения сгх к в связующем, параллельном армирующим слоям, малы в сравнении с напряжениями в этих слоях, т.е. ими можно пренебречь. При этом, однако, нельзя пренебрегать напряжениями сгу, перпендикулярными к направлению армирования. Это позволяет изучать локальные эффекты, т.е. концентрации напряжений в зонах, расположенных вблизи закрепленных краев и приложения сосредоточенных сил, где могут возникнуть значительные на пряжения. Кроме этого, пренебрегать <уу нельзя и потому, что это привело бы к ненулевых касательным напряжениям на концах модели, что не соответствует граничным условиям, так как в силу парности касательных напряжений г на концах модели г= О (ибо торцы модели свободны от касательных напряжений).

Арпиру/рщий С X с к с

77777ут/ж

У(Ю

7///////М

77777)^

1<ч Пол\ слои шмеон&й мои

Х(Ш

КЧ

Рис. 2.1. Элемент композита

Полимерный слой рассматриваем как вязкоупругую среду, к которой применима наследственная теория Больцмана-Вольтерры, причем армирующие слои располагаются в связующем нерегулярно, имеют разные жесткости и загружены неодинаково.

Обозначения геометрических размеров, смещений, положительных полуосей и нумерация слоев приведены на рис. 2.1.

Относительно характера нагружения системы предполагаем, что непосредственно загруженными являются армирующие слои, причем ко всякому к-слою приложены следующие внешние усилия: дук, - погонная поперечная и продольная составляющие внешней нагрузки; Р* - осевая сила.

Для анализа напряженно-деформированного состояния системы рассмотрим отдельно полимерный и армирующий слои. Будем рассматривать плоское напряженное состояние, при котором отличны от 0 только напряжения и деформации, параллельные плоскости ху (рис. 2.1).

Напряжения и деформации в полимерном слое. Вырежем из к-то полимерного слоя элемент с1ус1х (рис. 2.2). В случае плоской задачи при отсутствии массовых сил имеем уравнения равновесия: д<гх.* , дтхул дтхуЛ дстуЛ

--1--— и,--1--— и /о 1 \ дх ду дх ду (2Л>

Решая эту систему при условии сгх к = 0, получим: дтъ

2.2) где Fl (х, г); (х, 0 - некоторые функции, находящиеся из условий совместности деформаций слоев; / - время. В формулах Коши ди хх = ~ дх

УУ = ду ду ди ду

8ху ~ ду дх' (2-3) индекс к для простоты записи опускаем.

Полагаем, что деформации среды описываются соотношениями бх.к

Рис. 2.2. Элемент полимерного слоя

2.4)

7 = —(<Т, +СГ9) , лч где 3 ~~ сРеДнее напряжение (сг3 = 0); сгь сг2, - главные на

17»* /т* п * /п * пряжения; ^ > ^ > » - временные операторы t E*f = Ef- ¡R{t-r)f(r)dr, G*f = Gf- JR(t-r)/(r>/r; о 0

0 ^ 0

E, G - мгновенные модули упругости и сдвига; R, R - ядра интегральных уравнений; Q, Q - резольвенты интегральных уравнений.

В качестве функции влияния удобно принять трехпараметрическое ядро R(t) = Aé~^'ta~\ резольвента которого известна (гл. III): t tf Г(вп) ' поскольку эти функции табулированы.

Функцию мгновенного деформирования (p{s) удобно аппроксимировать формулой (p{è) = а [1 - ехр (- bs)], где а, Ъ - некоторые константы материала.

Для главных напряжений имеем: 1

7у±^2У+4т1 1 откуда aï + ¿72 = (Ту и, следовательно, ** Ъ^У "> П0ЭТ0МУ Е*ха

У .

Рассмотрим систему р(£) = а[\ -ехр (-&£•)]; (р{ё) = Е*-\ст.

Введя оператор ^-1/= + ~~Г)/(ГУГ ? получим из системы:

8 ~ Е-х*7). Подставив (2.1) и (2.2) в (2.3), с учетом полученного значения £ запишем: ду 1 , — = —1п ду Ъ

1-Е1Л-У дт. дх ду дх Ъ 1 к1'

2.5)

В силу линейности операторов имеем:

Интегрируя первое уравнение системы (2.5) по >> и дифференцируя полученное выражение пол:, исключая ду/скиз второго уравнения (2.5), после чего, интегрируя его под», получим: с/у = -- [1п

-удт, дх

2.6) ду1 дх Ъ

Е:, -У

4—

А Л дх2 дх дТк , 77 дх

-¿у;

-у ду Ъ

-Е1\-у

ЭК • + —1 дх1 дх

Эг, \ К сЬс / 1

J ду ь

-У е2тк э^2 г+дх дх

-удх с1ус1х 1

2.7)

Для удобства вместо перемещений введем функции Л*, Сь Щотхи V.

2Хк = (V, - (У4 )у=Ъ:; = (у, )у=-ь: + (у, ; {"к )у=й; - (щ )у=-и:; = ("* ),=*; + (г<* Х=-;7; •' (2,8)

Подставляя У ~ к в (2.6) и (2.7) с учетом (2.8), получим решение в перемещениях:

-И г* дтк Эх 1

-К

4'у; ч дх ( - дт

7- ♦ I * к

2 Л. = ах ( 1

Гг.

Эх 1

Ф; Л

-л. V

А ас2 к Г

-а; дть дх Г

-1 к д2тк дК 1 дх2 дх

-Е.

-1 ^ дх 1 ус1у\

2.9)

2\\п(\-0:{тк)с1у + 1\

-и г. д2тк дх: дх

-и * + ах 1 я-*. г. а2гА , а^ л а*2 сЬс дх 1 с!уф

Перейдем к решению задачи в напряжениях. Из системы (2.9) можно выразить ^ и появившиеся при интегрировании систем (2.6) и (2.7) постоянные Т^з и /<4 через Л', Л, у/и Однако это сопряжено со значительными математическими трудностями. Поэтому представим (2.9) в несколько ином виде. Аналогично предыдущим рассуждениям запишем уравнения (2.6) и (2.7) так:

Эу / йу = Е*

У2

2 дх

УРг у = уС*хт-Е*х ду V .3 ,,2 дг ^ ^р, | / а^3 б ах2 2 дх дх

2.6а) + (2.7а)

Подставляя значения У — —^к Ь в (2.6а) и (2.7а) и учитывая (2.8), имеем: р(Хк)=КЕ-\рг* <Р(СЬ)=р.з к 2

2 дх рМ=К°-\тк

6 дх: т.дК з . дх

29а)

В этих формулах операторы и заменены соответственно на операторы Е-1 и , Из (2.9а) получим значения Т7} (/ = 1, 2, 3, 4): и;2 д и

2 дх <р{ч/к) + ~К

1 Т*2 д дх к дх

Внося соответствующие /<2 в (2.7) и (2.9а), получим: дх К 1 ох дх дх К&хтк ~К[(р{ск)] - ^К-|у [Е*хтк) дх 3 дх

2.10)

Значения сг;д и ф (%) в функции от тк, £к и Л* нам понадобятся в дальнейших выкладках.

Напряжения и деформации в армирующем слое. Вырежем двумя параллельными сечениями, проведенными по границе раздела стекла и связующего, к-й армирующий слой и выделим из него элемент сЬс (рис. 2.3). Заменим далее действие полимерного слоя (вследствие наличия в нем напряжений тк и оу, к) продольной Рх> к и поперечной Ру> к силами и изгибающим моментом тк, а к торцам выделенного элемента с1х приложим перерезывающую ()к, растягивающую Л^ силы и изгибающий момент Мк. Положительные направления названных усилий даны на рис. 2.3.

Из условий равновесия всей пластины (стержня) имеем для распределенных нагрузок:

Ру,к=<1уЛ +4(-{аум\)у=-л;1 рх>к = Ях,к + Ь(тк - тк+]); тк = ^ЪИк (тк + ткл

2.11)

Рис. 2.3. Элемент армирующего слоя

Рассматривая армирующие слои как достаточно тонкие прямолинейные стержни (пластины), к которым применима гипотеза Кирхгофа-Лява, получим следующую систему уравнений равновесия А>слоя для конечного деформированного состояния: д ^к р м <12Ук (1тк •* Ос4 1 сЫ1 сЫ

О £Ь—р

1 х,к у ах

2.12) где ук, ик - смещения точек срединной поверхности армирующих слоев; В0у

Д,, к - жесткости армирующих слоев соответственно при изгибе и растяжении.

Вводя для армирующих слоев выражения, аналогичные (2.8) относительно Хк' С к' Л» У7к (где ~ означает принадлежность к армирующему слою), складывая и вычитая попарно (2.12) для кик- 1 слоев, получим: г

-2 сЫА

В. г а,к

2~ N у,к тк ы Л гк сЬс N к сЫ2

В. а,к-1

ГУ,к-1

Щ-1 лт <*2*к-1

-2

ЛХк 1 сЬс4 ВаЛ 1 ' сЬс

РУ,к

И1 сЬ^ с1тк

- -Ж

Ва,к-1 с12Лк сЬ? ск2 йт

У,к~ 1 1 ск сЬс N к -Т~ ск2 к ск2 1 Д х,к а,к 1 д

Рх.к-\> д а,к-1 1 а,А д аД-1

2.13)

Сравнивая смещения на поверхности контакта между слоями, получим следующие условия совместности относительно перемещений: к

2.14)

Xк ~ Хк > Ск ~Ск> К у; ¥к=¥к-хк-2

В этой формуле и в дальнейшем порядок производной по д: обозначается штрихами.

Подставляя (2.11) и (2.14) в (2.13), получим окончательно: а, к 2£!а,к-1

Ва,кК

Г^к* -л)" =

Ва,к-\Ьк-\ в а,к В а,к-1

Ва,к Ва,к-\ )' + г,)'

--~ТЕ*<р(Хк-Хк+\)+--—Е*<р(Хк-\-Хк)+

ВаЛЬк у

2.15)

Ва,к-\Ьк-\ В а,к В а,к-1

В а,к Ва,к-\

О 1И Ь / \ Ъ / \ Ч х,к t Чх,к-\ а,к ь

2гк ——(тк ~тк+\ D а,к~ 1 ъ Д а,А:

А-1 д-Д Ч х,к-\ а,к-1

Принимая вместо нелинейного закона деформирования линейный £ = сг } получим из (2.15) систему для линейного деформируемого материала:

-2С +

25 а.»

2В

26 а,к а,к-] "а,к "а,к-\

26

Сгг* ~Хк*\)+~~~7т~Е*(Хк-\ -Хк)+ а,к-1 к-\ а,к а,к—I

Ъ / ъ

Ва,к Да-1 Д а,* а,*-1

Я.* Д.*-. О \ Ь ( Чх.к я

Тк тк+\) р Чг*-1 гл г х.к-1 а.к а.к-1

Д.* Я,*-.

2.16) где ^ = ~К дх

1 г.1 д'

Л). з л ах2

В случае упругих волокон и связующего получим (путем замены операторов Е* и <7* на Е и (7) систему уравнений в виде:

-2СГ +

2 В. а,к

2 В

О"*-!+*"*)'а,к-1 От* ^+1) „ >Т.» (Хк-1 л я,* я а,*-1

А».*-!

-2/Г + а,к а,к-\

2В,

7~{Хк ~^ (Хк-1 а,к-\ к-\

N. ч„ ЛЛ в. а,к В а,к-1 ь / \ Ь , \ дХук , Чх,к-\

--¿-(г, " гм)+-2-(гм - г,) = ■^ + Д а,* Д

Д.* Дм-. ""77— (** - г*+1)- —-(г*-1 " г4)'= ~ Д а,* д а,*-1

Ях.4-1

Да,4 Д,*-1

2.17)

Л - Нк г ^ г" Ик +И'к С1 где * 2С^к * 2АЕ^ * 2 Ь*.

Если принять, что все элементы композиции идеально упруги, армирующие слои располагаются в полимерной матрице регулярно (т.е. К = к*), их жесткости и толщины равны (т.е. Ва к = Ва\ Д, к = Д,; Ик = И), к армирующим слоям приложены одинаковые усилия (т.е. Л^ = ]У), причем qx = 0; модули упругости и сдвига прослоек связующего равны между собой (т.е. Еуу к = Е}У, Сху к = Сху), то из системы (2.17) получим как частный случай соответствующие соотношения работы [22].

Заключение диссертации по теме «Математическое моделирование, численные методы и комплексы программ», Косолапов, Алексей Федорович

Результаты исследования упруго-прочностных свойств связующего ПН-15 после экспозиции в различных агрессивных средах

У/п показатели Среда Свойства после экспозиции при времени экспозиции (мес.'

3 6 9 12 сг, МПа <Тт

60 А 54 50 46 42 140 0,30

60 Б 54 48 42 36 140 0,25

60 В 48 42 36 30 140 0,21

ЕЛО'4, МПа Ег

0,3 А 0,28 0,26 0,25 0,23 0,45 0,51

0,3 Б 0,26 0,24 0,23 0,21 0,45 0,77

0,3 В 0,25 0,24 0,21 0,18 0,45 0,40 тсдв., МПа Гт

42 А 38 35 32 29 94 0,31

42 Б 38 34 30 25 94 0,27

42 В 34 30 25 21 94 0,22

А- Н20; Б - 5% НС1; В - 10% ИаОН

Анализ данных табл. 4.7 показывает, что упруго-прочностные свойства связующего достаточно хорошо описываются соотношениями (4.51). При этом К\= 0,03 1/мес.; К2= 0,03 1/мес.; К4= 0,02 1/мес.

Следовательно, в случае действия эксплуатационных факторов получим следующие коэффициенты монолитности системы:

Мнго = Е7/ = 0,62-0,31 + 0,25-0,30 + 0,17 • 0,51 = 0,35 М „2Юа = 0,62 • 0,27 + 0,25 ■ 0,25 + 0,17 • 0,47 = 0,31 МШ)Н = 0,62 • 0,22 + 0,25-0,21 + 0,17 - 0,40 = 0,26

Следовательно, наибольшее влияние на монолитность системы оказывает действие ЫаОН, наименьшее - воды.

4.4.2. Вязкость разрушения, кинетика разрушения

С использованием приведенной выше методики (см. гл. 3) провели оценку воздействия эксплуатационных факторов на вязкость разрушения композитов. Оценка степени одновременного воздействия агрессивных сред и температур на вязкость разрушения композиционных материалов проводилась на образцах композитов, предварительно экспонированных в дистиллированной воде, 5%-м растворе НС1 и 10%-м растворе №ОН при 293, 323 и 353 К. Изучение влияния напряженного состояния на трещиностойкость композитов осуществляли на образцах, экспонировавшихся в дистиллированной воде в напряженном состоянии. Образцы испытывали после 3, 6, 9 и 12 месяцев воздействия на них эксплуатационных факторов.

Статистическая оценка полученных данных (табл. 4.8 и рис. 4.15), показывает, что характер зависимости между трещиностойкостью и эксплуатационными факторами удовлетворительно описывается экспонентой: кдх1 =кдхое~В*Х' , (4.52) где КдХ1 - текущее значение Кд при воздействии эксплуатационных факторов (среда, температура, нагрузка); Кдх0 - начальное значение Кд композита; X— эксплуатационные факторы; / -время экспозиции материала при воздействии эксплуатационных факторов; Вх - скорость изменения Кд при определенном X.

Из уравнения (4.52) следует, что в координатах \пКд -^зависимость вязкости разрушения композиционных материалов от воздействия эксплуатационных факторов графически изображается прямой:

1п Кох1 = 1п Кохо ~ ВхХг >

1п А'у

Рис. 4.15. Временная зависимость вязкости разрушения композитов в среде: 1 - Н20, 2-НСЬ, 3 - ЫаОН

включения

Далее, на основании применения метода механических квадратур для расчета коэффициентов интенсивности напряжений в работе [94] было установлено, что, задаваясь длиной волокна / и значениями К0 и Кд, можно найти величины сто и сгк\ о- = К° а ° 0,0604а// ' 0,0604л/7 ' (4,28) где ер - безопасное, а сгк - критическое напряжения, являющиеся фундаментальными при оценке несущей способности материала.

Следовательно, значения его, стк, Ко и Кд связаны следующим соотношением: ко

4.29)

Правомерность применения методов линейной механики разрушения для исследования трещиностойкости полимеров и композитов на их основе доказана результатами целого ряда работ [96-108].

В работе [96] приведены результаты экспериментального определения вязкости разрушения эпоксидной смолы. Прямолинейный характер типичной диаграммы "усилие - смещение", а также постоянство критического коэффициента интенсивности напряжений Кхс свидетельствуют о правомерности применения линейной механики разрушения.

В работе [103] проанализирована возможность использования классической механики разрушения для изучения процессов развития трещин в композиционных материалах и показано, что на макроуровне к композитам могут быть применены такие понятия, как коэффициент интенсивности напряжений, скорость освобождения энергии деформации, критическое раскрытие трещины, ./-интеграл. Для определения прочностных свойств композитов с трещинами авторы работ [104, 105] предлагают использовать хорошо развитые методы механики разрушения однородного анизотропного тела.

Однако линейная механика разрушения может быть применена для оценки трещиностойкости только к композитам, обладающим линейно-упругими свойствами вплоть до разрушения. Довольно часто разрушению композиционного материала предшествует образование зоны предразрушения в окрестности вершины трещины (разрывы и вытягивание отдельных волокон, разрыхление матрицы, нарушение адгезии на поверхности раздела фаз), которое начинается при нагрузке, составляющей примерно 80% от критической [109]. Когда эта зона мала в сравнении с размерами дефекта, являющегося причиной разрушения композита, то к таким материалам можно применять методы линейной механики разрушения [103] и, в частности, концепцию коэффициента К1С, вводя поправку Ирвина [110], "удлиняющую" начальную трещину /0 на определенную величину: г = У

2 я К

1с од; где сг0 2 - предел текучести материала. При этом эффективная длина трещины 1эф ~ А) гу

Такой прием использован в работе [97], где исследовали вязкость разрушения двух марок стеклопластика на основе полиэфирной смолы, армированной шестью слоями стекломата ЗирегЕта^ и стеклопластика на основе полиэфирной смолы, армированной девятью слоями стекломата Ту§1а88 У 449. Испытывались образцы с центральной трещиной и конструкционные элементы коробчатого сечения. На основании сравнения напряжений разрушения действительного и предсказуемого, полученных в процессе этих исследований, было сделано заключение о возможности применения линейной механики разрушения с поправкой Ирвина для оценки трещиностойкости хаотически армированных стеклопластиков и конструктивных элементов на их основе. Исследованию трещиностойкости с позиций линейной механики разрушения были посвящены работы [102, 106].

Авторы работы [98] предложили применять для оценки трещиностойкости хаотически армированных стеклопластиков на основе эпоксидной и полиэфирной смол метод R-кривой, который широко использовался для описания поведения металлических материалов при разрушении [109]. Сущность метода R-кривой состоит в оценке прироста длины трещины в момент ее неустойчивого распространения. По смыслу это аналогично приему Джонса и Брауна [110] при определении коэффициента Kg, соответствующего двухпроцентному допуску на стабильное разрастание трещины при испытании на разрушение. Испытывались пластинчатые образцы с краевой трещиной. Коэффициент интенсивности напряжений определялся [111] по формуле: где У - коэффициент формы образца; а - длина трещины, соответствующая нагрузке Р; t и Н- толщина и ширина испытываемого образца соответственно. Результаты работы [98] показали, что метод R-кривой может быть с успехом применен к композиционным материалам хаотического армирования с развитой зоной предразрушения.

Авторы работы [101], используя методику [111], определили стадии процесса разрушения хаотически армированных дискретными волокнами коррозионно-стойких композитов на основе полиэфирной смолы ПН-15, стеклома-тов ЛВВ-СП и МБ и лавсанового мата НКП-Л и провели их ранжирование с позиций линейной механики разрушения. Критерием трещиностойкости служил критический коэффициент интенсивности на основе напряжений для случая плоского напряженного состояния (Kq).

В работе [99] исследовано сопротивление разрушению композитов на основе эпоксидной матрицы, армированной углеволокном. Было использовано три типа армирующих волокон: высокопрочное поверхностно обработанное — тип 2(2Т), высокомодульное поверхностно обработанное — тип 1Т и высокомодульное поверхностно необработанное - тип 1(1И). Укладка волокон -продольно-поперечная (0°/90о). Испытывали два типа образцов - образец клиновидный типа двойной консольной балки и плоский образец с центральной трещиной и фасонными выемками материала на продолжении трещины по толщине образца для "сопровождения" трещины в требуемом направлении. Отмечается хорошее совпадение результатов по трещиностойкости К1С и работе разрушения Gc, что подтверждает применимость линейной механики разрушения для случая распространения трещины перпендикулярно волокну в композитах продольно-поперечного армирования.

К = tH

В работе [100] представлены результаты исследования процесса развития трещины в полимерах на воздухе и в присутствии химически активных сред. Показано, что методы линейной механики разрушения могут быть успешно использованы при изучении процесса роста трещин в полимерах под действием химически активных сред. Было установлено для каждого из исследованных полимерных материалов существование некоторого порогового значения коэффициента интенсивности напряжений Klcs, ниже которого скорость роста трещины близка к скорости роста охрупченного поверхностного слоя материала, а выше которого рост трещины резко ускоряется. Показав, что с ростом зоны предразрушения в вершине трещины растет скорость воздействия агрессивной среды на полимер, автор [100], используя модель Лео-нова-Панасюка-Дагдейла, описал кинетику разрушения этой зоны.

В работе [107] были определены характеристики трещиностойкости углепластиков КМУ-4Э и КМУ-41 на основе эпоксидной смолы ЭНФБ. Была выявлена качественная аналогия характеристик трещиностойкости и ударной вязкости. Установлено, что с ростом температуры до 473 К трещиностой-кость композитов Кхс повышается в среднем на 15 - 20%.

Представленные выше экспериментальные подходы оценки работоспособности композитов с позиций линейной механики разрушения все же не дают полной информации о параметрах трещиностойкости композиционных материалов как в нормальных условиях, так и в условиях воздействия различных эксплуатационных факторов (температура, агрессивные среды, нагрузка и т.д.), поскольку трещиностойкость композитов при этом оценивается только на стадии распространения макротрещины, что практически является второй, заключительной, частью длительного процесса разрушения.

При этом совершенно очевидно, что для современных композиционных материалов необходимы методические подходы, позволяющие количественно описать все стадии процесса разрушения материала с учетом одновременного воздействия всего комплекса эксплуатационных факторов.

Таким образом, основной фундаментальной характеристикой композитов является коэффициент интенсивности напряжений. Зная последний, можно оценить напряженно-деформированное состояние в окрестности наиболее опасной точки композита, его несущую способность (так как большинство критериев наступления опасного состояния выражаются именно через компоненты тензора напряжений), а также установить влияние эксплуатационных факторов (температура, влажность и т.п.) на его трещиностойкость. Однако удовлетворительных для инженерных приложений теоретических и экспериментальных методов оценки локального напряженного состояния хаотически армированных композитов в настоящее время не существует.

В основу определения Kq — критического коэффициента интенсивности напряжений для случая обобщенного плоского напряженного состояния, определяемого в момент страгивания трещины-надреза, была положена методика, изложенная в работе [111]. Выбор данной методики предопределен формой испытываемого образца - это клиновидный образец типа двойной консольной балки, позволяющей длительно экспонировать его в условиях одновременного воздействия различных агрессивных сред, нагрузок и температур (рис. 4.4).

12 24

Рис. 4.4. Клиновидный образец типа двойной консольной балки: L - допустимый диапазон длин исходной трещины-надреза, е - ее ширина

Клиновидный образец растягивался на разрывной машине при скорости движения активного захвата 1 - 0,5 мм/мин. Погрешность определения силы не превышала 10% от измеряемой величины.

Для определения момента страгивания трещины-надреза было предложено одновременно с записью кривой "усилие - смещение" проводить запись в реальном масштабе времени дифференциальных и интегральных параметров акустической эмиссии (рис. 4.5).

Для регистрации сигналов акустической эмиссии был разработан специальный комплекс аппаратуры.

Экспериментальным путем было установлено, что минимальная амплитуда импульса акустической эмиссии, связанного с началом микроразрушения исследуемых композитов, составляет 50 мкВ. Импульсы с амплитудой 10 мкВ относятся к флуктуационным шумам. Сигналы акустической эмиссии с амплитудой менее 100 мкВ отражают кинетику накопления субмикротрещин в окрестности вершины трещины-надреза и подготовку последней к старту.

За страгивание фронта трещины-надреза принимался момент появления характерного "скачка" на диаграмме "усилие - смещение". При отсутствии характерного указанного "скачка" за страгивание принимался момент появления сигнала акустической эмиссии, превышающего уровень 150 мкВ. мкВ

А г

Рис. 4.5. Синхронная запись: а - усилия Р,б — смещения V, в - суммы импульсов акустической эмиссии, г - сигналов акустической эмиссии

Полагая, что процесс микроразрушения композита представляет собой процесс зарождения микротрещин, обозначим коэффициент интенсивности напряжений, соответствующий этому процессу, - К0.

При установлении на диаграмме "усилие - смещение" моментов возникновения первых сигналов акустической эмиссии и страгивания трещины-надреза определяются величины К0 и Кд по соотношениям к к \PqWQ где Р0 и Рд- нагрузка соответственно в момент первого сигнала акустической эмиссии и страгивания трещины; У0 и Уд- раскрытие берегов трещины соответственно в момент первого сигнала акустической эмиссии и страгивания трещины; Ь — толщина образца в окрестности вершины трещины-надреза, а I - исходная длина трещины-надреза.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Косолапов, Алексей Федорович, 2005 год

1. Batson G.B., State-of-the-Art Report on Fiber Reinforced Concrete, Reported by PC1.Committee 544, PCI Journal, 1973, 70, N 11.

2. Currich L.H., Adams M.A. Fibers in Cement and Concrete // Concrete, 1973, 7, N 4.

3. Новые конструкции из гипса, армированного стекловолокном // Строительные материалы, 1970, №2.

4. Материалы, армированные волокном / Пер. с англ. М., 1982.

5. RILEM Symposium on Fibre Reinforced Cement and Concrete, Proceedings GRC-81. Paris, November, 1981.

6. Prefabricated Thin-Walled Concrete Units. Thomas Telford Ltd, Lobdon, 1984.

7. Рабинович Ф.Н. Бетоны, дисперсно армированные волокнами. Обзорная информация. ВНИИСНТИ и ЭПСМ. М., 1976.

8. Бирюкович K.JI. и др. Стеклоцемент в строительстве. Киев, 1986.

9. Recommended Practice for Glass Fiber Reinforced Concrete Panels. PSI, Kenry G. Molloy & Assoc., USA, 1987.

10. FordG.B. Wall Panel Projects in the USA, Precast Concrete, 1981, VII, N 28.

11. The Art of Construction // The Architects Journal, 1981, VII, N 28.

12. The Use of GFC in Building Construction of the USA for the Cover of Panels. Building Design and Construction, 1984, XI.

13. Artfibre. Alkali-Resistant Glass Fiber for GRC. Проспект фирмы.

14. Honban. GRC Fireproof Siding from Asahi Glass. Проспект фирмы.

15. GFRC Japan's Rising Star in Building. Concrete Products, 1986, III.

16. Stapely K.A. Ceiling Units in GRC for Perth Art Gallery. Elkalite Ltd. Australis. Precast Concrete, 1981, V. 12, N 2.

17. Ward D., Pilkington Brothers Ltd., England, January, 226, 1980.

18. Design Guide: Glassfibre Reinforced Cement. (Second Edition), Pilkington Brothers Ltd., St. Helens, England, 1979.

19. Канович M.3., Колтунов M.A. Напряжения в пятислойной анизотропной балке // Прикладные вопросы прочности и пластичности. Горький, 1978. С. 106 116.

20. Канович М.З., Рабинович А.Л. Некоторые вопросы расчета многослойных стек-лопластиковых систем при сжатии // Механика полимеров. 1973. № 6. С. 1019 -1028.

21. Канович М.З. Некоторые вопросы теории монолитности ориентированных стеклопластиков // Стеклянное волокно и стеклопластики. М., 1970. С. 17 22.

22. Рогинский СЛ., Канович М.З., Колтунов М.А. Определение надежности стекло-пластикового композита // Механика полимеров. 1976. №5. С. 796 799.

23. Канович М.З., Колтунов М.А., Рогинский C.JI. Условия монолитности и надежности композита // Там же. 1977. № 1. С. 156 158.

24. Рабинович A.JI. Устойчивость обшивки с заполнителем при сжатии. М.,. 1948. 91 е.: Тр. ЦАГИ. Бюро новой техники. 1948. 91 с. № 595.

25. Рогинский C.JI., Канович М.З., Натрусов В.И. Основные принципы создания высокопрочных ориентированных стеклопластиков // Технология, физико-технические свойства и применение стеклопластиков. М., 1975. С. 3 17.

26. Конструкционные стеклопластики / Под. ред. В.А.Альперина. М.: Химия, 1979. 360 с.

27. Андреевская Т.Д. Высокопрочные ориентированные стеклопластики. М., 1966. 370 с.

28. Буров А.К., Андреевская Г.Д. Анизотропные структуры. М., 1952. 199 с.

29. Аудринг В.В., Коробов В.В., Рогинский C.JI. Установка для формования стек-лопластиковых образцов в виде колец // Химическое и нефтяное машиностроение. 1969. №2. С. 7-9.

30. Канович М.З., Плешков Л.В., Натрусов В.И. Установка для получения намоточных стеклопластиковых образцов, обеспечивающая стабильность их механических свойств // Завод, лаб. 1977. № 1. С. 109 110.

31. Баутнер Л.М., Позин М.Е. Математические методы в химической технике. М.: Химия, 1980. 850 с.

32. Воющий С.С. Физико-химические основы пропитывания и импрегнирования волокнистых материалов дисперсиями полимеров. Л.: Химия, 1969. 160 с.

33. Washburn K.S. // Phys. Rev. 1961. Vol. 17. P. 273.

34. Коллинз P. Течение жидкости через пористые материалы. М.: Мир, 1969. 350 с.

35. Davies C.N. II Proc. Inst. Eng. 1952. P. 185.

36. ТагерА.А. Физикохимия полимеров. M.: Госхимиздат, 1963. 301 с.

37. Дерягин Б.В. Исследование в области поверхностных сил. М.: Наука, 1967. 251с.

38. Тендлер В.М. Новые методы изготовления судовых деталей из стеклопластика. Л.: Судостроение, 1969. 205 с.

39. Бокин М.И., Цьшаков О.Г. Расчет и конструирование деталей из пластмасс. Л.: Машиностроение, 1966. 260 с.

40. Синицын В.А., Чен Т.Х., Канович М.З. Исследование капиллярной структуры армирующих стекловолокнистых материалов // Стеклянное волокно и стеклопластики. М., 1975. № 3. С. 23 29.

41. Синицын В.А., Телешев В.А., Чен Т.Х., Канович М.З. Об исследовании пропитывания стекловолокнистых пористых систем дисперсиями полимеров // Там же. № 4. С. 24 30.

42. Синицын В.А., Канович М.З., Викулов В.Ф. О влиянии свойств наполнителя и связующего на скорость пропитки однонаправленных волокнистых материалов // Стеклянное волокно и стеклопластики. М., 1976. № 2. С. 9 12.

43. Цыплаков О.Г. Научные основы создания композиционно-волокнистых материалов. 4.1. Пермь: Пермское книжное изд-во, 1974.

44. Белл Т.Е. Ракетная техника и космонавтика, 1961, №9, С. 98.

45. Першин В.А. и др. В кн.: Стеклянное волокно и стеклопластики. -М.: ВНИ-ИСПВ, 1976, №6, С. 11.

46. Алъперин В.И., Вишневский В.А. В кн.: Производство и применение труб из стеклопластиков. -М.: НИИТЭХИМ, 1969, С. 34.

47. Бривманис Р.Э. II Механ. полимер., 1966, №1, С. 123.

48. Основы технологии переработки пластмасс / Под. ред. В.Н.Кулезнева и

49. B.К.Гусева. -М.: Химия, 1995.

50. Тадмор 3., ГогосК. Теоретические основы переработки полимеров. 1984, 632 с.

51. Вороников В.Г. Основы технологии переработки пластических масс. -Л.: Химия, 1983. 304 с.

52. Гуль В.Е., Акутин М.С. Основы переработки пластмасс. -М.: Химия, 1985. 399с.

53. Болотин В.В. //Механ. полимер., 1972, №3, С. 529.

54. Болотин В.В. // Механ. полимер., 1966, №1, С. 11.

55. Тарнопольский Ю.М., Портнов Г.Г., Жигун И.Г. // Механ. полимер., 1967, №2,1. C. 243.

56. Тарнопльский Ю.М., Розе А.В. Особенности расчета деталей из армированных пластиков. Рига: Зинатне, 1969.

57. Болотин В.В., Синицьт Е.Н. // Механ. полимер., 1966, №5, С. 755.

58. ТарнопольскийЮ.М., ПортновГ.Г. //Механ. полимер., 1966, №2, С. 278.

59. Болотин В.В., Болотина КС. // Механ. полимер., 1969, №1, С. 134. 61 .Николаев В.П., Иденбаум В.М. // Механ. полимер., 1970, №6, С. 1026.

60. Благонадежин В.Л., Мишенков Г.В., Николаев В.П. // Механ. полимер., 1970, №6, С. 1116.

61. Дрейцер В.И., Канович М.З., Рогинский С.Л. Влияние технологических факторов на прочность стеклопластиков при сжатии и сдвиге // Механ. полимер. 1974. № 3. С. 436-440.

62. Зак А.Ф. Физико-химические свойства стеклянных волокон. М.: Химия, 1962. 305 с.

63. Першин В.А., Канович М.З., Дрейцер В.И., Семенец С.И. Метод оценки прочности при сдвиге намоточных стеклопластиковых оболочек // Завод, лаб. 1977. № 8. С. 1007- 1008.

64. Першин В.А., Дрейцер В.И., Канович М.З. О качественной оценке влияния натяжения на прочностные свойства стеклопластиков // Стеклянное волокно и стеклопластики. М., 1976. № 6. С. 11 17.

65. Першин В.А., Канович М.З., Дрейцер В.И., Рогинский С.Л. Экспериментальная оценка трансверсальных свойств однонаправленных стеклопластиков // Там же. 1977, №1. С. 35-40.

66. Дрейцер В.И., Канович М.З., Рогинский С.Л. Расчет геометрии роликов намоточных установок // Там же. 1969. №2. С. 17 22.

67. Канович М.З., Рогинский С.Л. Определение запаса прочности композиционных материалов // Тез. докл. на Межотраслевом семинаре по статистическим методам в механике анизотропных конструкций. Челябинск, 1979.

68. Дрейцер В.И., Ситникова Р.В., Канович М.З., Викулова И.В. Влияние вида за-масливателя на жизнеспособность предварительно пропитанного ровинга // Стеклянное волокно и стеклопластики. М., 1980. № 5. С. 15-17.

69. Рабинович А.Л. Введение в механику армированных полимеров. -М.: Паука, 1970. 481 с.

70. Тимошенко СЛ. Устойчивость стержней, пластин и оболочек. М.: Наука, 1971. 809 с.

71. Ржаницын А.Р. Устойчивость равновесия упругих систем. М.: Гостехтеориздат, 1955.391 с.

72. Пановко Я.Г., Губанова И.И. Устойчивость и колебания упругих систем. М.: Наука, 1964. 250 с.

73. Вольмир А.С. Устойчивость систем. М.: Наука, 1967. 506 с.

74. Тимошенко СЛ. Сопротивление материалов. Т. 1,2. М.: Физматгиз, 1965. 309 с.

75. Амбарцумян С.А., Хачатрян А.А. Об устойчивости и колебаниях анизотропных пластинок // Изв. АН СССР. Механика и машиностроение. 1960. № 1. С. 112 — 119.

76. Мелоян А.П., Хачатрян А.А. Об устойчивости прямоугольных трансверсально-изотропных пластин // Прикл. механика. 1966. № 2. С. 301 306.

77. Болотин В.В. О сведении трехмерных задач теории упругой устойчивости к одномерным и двумерным задачам // Проблемы устойчивости в строительной механике. М.: Стройиздат, 1965.

78. Гузъ А.Н. Устойчивость ортотропных тел // Прикл. механика. 1967. Т.З. № 5. С. 64-66.

79. Петоян А.Ш. Об устойчивости и колебаниях анизотропной пластинки // Изв. АН АрмССР. Механика. 1966. № 4. С. 39 42.

80. Новожилов В.В. Основы нелинейной теории упругости. М., 1978. 299 с.

81. Гузъ А.Н., Крицук А.А., Емельянов Р.Ф. О характере разрушения однонаправленного стеклопластика при сжатии // Прикл. механика. 1969. Т. 5, № 5. С. 53 -57.

82. Гузь А.Н. О построении теории прочности однонаправленных ориентированных материалов // Пробл. прочности. 1971. № 3. С. 37 40.

83. Timoshenko S.P., Gere J.W. Theory of elastic stability. 1961. 305 p.

84. Тимошенко С.П. Теория упругости. M.; Л.: ОНТИ, 1937. 306 с.

85. Бабич Н.Ю., Гузь А.Н. О неустойчивости деформирования слоистых материалов // Прикл. механика. 1969. Т. 5, № 5. С. 85 89.

86. Гузъ А.Н. О построении теории устойчивости однонаправленных волокнистых материалов // Там же. № 2. С. 62 70.

87. Карташов Э.М. Термокинетика процессов хрупкого разрушения полимеров в механических, температурных и диффузионных полях. Автореф. дис. докт. физ.-мат. наук. Л.б 1982,54 с.

88. Карташов Э.М. Аналитические методы в теории теплопроводности твердых тел. М.: Высшая школа. 1985. 480 с.

89. Цой Б., Карташов Э.М., Шевелев В.В. Прочность и разрушение полимерных пленок и волокон. М.: Химия, 1999,495 с.

90. Бережницкий JI.T. Взаимодействие жестких линейных включений и трещин в деформируемом теле. Киев: Наук, думка, 1983. 289 с.

91. Стащук Н.Г. Циклически симметричная система жестких включений в пластине // Физико-хим. механика материалов. 1980. Т. 16, № 3. С. 78 82.

92. Кортен Г. Микромеханика и характер разрушения композиций: Современные композиционные материалы. М.: Мир, 1973. 269 с.

93. Holdsworth A.W., Morris S., Owen M.J. Macroscopic fracture mechanics of the glass reinforced polyester resin laminates // J. Сотр. Mater. 1974. V. 8. P. 117.

94. Gaggar S., Broutman L.G. Crack growth résistance of random fiber components // Ibid. 1975. V. 9. P. 216.

95. Phillips D.C. The fracture mechanics of carbon laminates // Ibid. 1974. V. 8. P. 130.

96. Лялин A.E. Дис. канд. хим. наук. М., 1978.

97. Научно-технический отчет: Теоретическое и экспериментальное исследование разгерметизирующего трещинообразования в стеклопластиках. Львов: Физ.-мех. ин-т АН УССР, 1977.

98. Gaggar S., Broutman S.J. Crack growth resistance of randomly fiber-reinforced composites // J. Composite Mater. 1975. V. 9. P. 216 227.

99. Зайцев Т.П. К вопросу о предельном равновесии пластин и тел из хрупких ор-тотропных материалов с трещинами // Пробл. прочности. 1977. № 6. С. 78 83.

100. Кониш Н., Сведлоу И., Круз Т. Явление разрушения в композиционных материалах, армированных волокнами // Ракет, техника и космонавтика. 1974. № 1. С. 45-50.

101. Konish H.I., Swerdlow I.L., Cruse Т. A. Experimental investigation of fracture in an advanced fibre composite I I J. Composite Mater. 1972. Vol. 6. P. 114 124.

102. Owen M.J., Rose R.Y. Вязкость разрушения и распространения трещин в литых и слоистых материалах на основе полиэфирных смол // J. Phys. D. 1973. Vol. 6, N 1. P. 42-55.

103. Научно-технический отчет. Исследование удельной ударной вязкости и характеристик вязкости разрушения углепластиков при статическом и циклическом на-гружении / Всесоюз. науч.-техн. информ. центр. М., 1985.

104. Судьин В.Н., Зайцев Г.П., Василевский В.Н., Пашков В.А. Методы и технические экспериментальные исследования механических свойств пластмасс // Всесоюз. науч.-техн. симпоз.: Тез. докл. М., 1976. С. 128 130.

105. Рое С. С., Jr. A unifying strain criterion for fracture of fibrous composite laminates // Eng. Fract. Mech. 1983. Vol. 17, N 2. P. 153 171.

106. Irwin G.R. Plastic zone near a crack and fracture toughness // Proc. of Seventh Ordnance Materials Research Conf. Sagamore, 1961. P. 63.

107. Кросли П., Риплинг Э. К разработке стандартных испытаний для измерения К.а. II Новое в зарубежной науке. М.: Мир, 1981. Вып. 25: Механика разрушения. С. 199-221.

108. Александров А.П. Труды I и II конференций по высокомолекулярным соединениям. М.: Изд-во АН СССР, 1945. 49 с.

109. Лазуркин Ю.С. Дис. д-ра хим. наук. М., 1954.

110. Гуревич Г.И. О законе деформации твердых и жидких тел // ЖТФ. 1947. Т. 17, вып. 2. С. 1491 -1497.

111. Гуревич Г.И. О соотношении упругих и остаточных деформаций в общем случае однородного напряженного состояния // Тр. Геофиз. ин-та АН СССР. 1958. № 21. С. 49-62.

112. Больцман Л. И Wien. Вег. 1874. Bd. 70. S. 274 (Цит. по Колтунову М.А. Механика полимеров. 1966. № 4. 483 е.).

113. Бокшицкий М.И. Длительная прочность полимеров. М.: Химия, 1974. 307 с.

114. Малинин Н.И. Прикладная теория пластичности и ползучести. М.: Машиностроение, 1968. 400 с.

115. Ребиндер П.А. Дополнение к переводу И Реология. М.: Изд-во иностр. лит., 1962. 35 с.

116. Бартенев Г.М., Зуев Ю.С. Прочность и разрушение высокоэластичных материалов. М; JL: Химия, 1964. 387 с.

117. Белянкин Ф.П., Яценко В.Ф., Дыбенко Г.И. Прочность и деформативность слоистых пластиков. Киев: Наук, думка, 1964.218 с.

118. Карапатницкий A.M. Дис. канд. хим. наук. М., 1970.

119. Колтунов М.А. Ползучесть и релаксация. М.: Высш. шк., 1976. 277 с.

120. Колтунов М.А. Метод определения упруго-вязких характеристик // Механика полимеров. 1969. № 4. С. 754 758.

121. Борцов А.К., Косолапое А.Ф. «Экспериментальное исследование напряжений в трехслойных трубах на модельных образцах». Нефть и газ Западной Сибири. Тезисы докладов 2-й зональной научно-технической конференции. Тюмень, 1983, с. 159.

122. Косолапое А.Ф., Клоков В.И. «Разработка высоконапорных стеклопластиковых труб». Доклад на VI молодежной научно-технической конференции «Стеклопластики и стекловолокна», Крюково, 1986 г.

123. Клоков В.И., Косолапое А.Ф. «Разработка соединений трехслойных стеклопластиковых труб. Доклад на VI молодежной научно-технической конференции «Стеклопластики и стекловолокна», Крюково, 1986 г.

124. Перлин С.М., Косолапое А.Ф., Клоков В.И. Трехслойная высоконапорная стек-лопластиковая труба. Тезисы докл. международной конференции «Армированные пластмасссы-87», Карловы Вары, ЧССР, 1987 г.

125. Косолапое А.Ф., Клоков В.И. Трехслойные стеклопластиковые трубы. Доклад на VII молодежной научно-технической конференции «Стеклопластики и стекловолокно», Крюково, 1988 г.

126. Перлин С.М., Клоков В.И., Косолапое А.Ф., Каширина М.Н., Воробьева P.A. Разработка высоконапорных стеклопластиковых трубопроводов. Тезисы докл. международной конференции «Армированные пластмасссы-89», Карловы Вары, ЧССР, 1989 г.

127. A.c. СССР № 1136560, F16L9/10, 1983. «Трубы из композиционного материала». А.Ф. Косолапое и др.

128. A.c. СССР № 135142, F16L9/10, 1985 г. «Соединение оболочек из композиционного материала». В.И. Клоков, С.М. Перлин, А.Ф. Косолапое.

129. Косолапое А.Ф. и др. Исследование физико-механических свойств стеклопла-стоцемента и изделий из него // Пласт, массы, 1992. №5, С. 31-33.

130. Николаичу к Л.И., Власов П.В., Косолапое А.Ф. Расчет элементов корозионно-стойких, негорючих вентиляционных газоходов из стеклоцемента // Пласт, массы, 1992. №5, С. 34-36.

131. Трофимов H.H., Митичкин A.A., Шарипов А.Я., Натрусое В.И., Косолапое А.Ф. и др. Свидетельство на полезную модель № 27803 от 20 февраля 2003 г. Трубопровод.

132. Трофимов А.Н., Косолапое А.Ф., Соколов C.B., Верещагина Н.В., Карташов Э.М., Канович М.З. Прогнозирование длительной прочности композитов. В сб. «Вопросы теории и расчета рабочих процессов тепловых двигателей». С. 416-421, 2004г., №20.

133. Трофимов А.Н., Косолапое А.Ф., Соколов C.B., Верещагина Н.В., Карташов Э.М., Канович М.З. Исследование трещинностойкости композиционных материалов. В сб. «Вопросы теории и расчета рабочих процессов тепловых двигателей». С. 412-416, 2004г., №20

134. Косолапое А.Ф. Исследование напряженно-деформированного состояния многослойных систем (из диссертации). В книге «Сопротивление композиционных материалов». С. 335-344,Москва, Изд-во «Мир», 2004г.