Автореферат диссертации (Физические свойства многослойных композиционных материалов энергодвигательных установок космической техники и энергетики в условиях воздействия высоких термических и механических нагрузок), страница 3

Исходя из этого, автором былапроведена соответствующая адаптация градиентных теорий.Для -ого слоя образца -слойного композита общее решение уравненияградиентной теплопроводности имеет вид: () = 1, 2 (−, )/ + 2, 2 −(−, )/ + 3, ( − , ) + 4, ,где , — координата левого края -ого слоя, , , = 1, 4 — постоянные интегри­рования, которые определяются при решении системы уравнений из граничныхи краевых условий, а — масштабный параметр модели, определяющий протя­женность локальных градиентных эффектов, которые реализуются в даннойсреде в области границ раздела.Краевые условия на внутренних поверхностях контакта слоев (,+1 , =1, − 1) имеют вид:+1[ ]+1≡ +1 (,+1 ) − (,+1 ) = 0, [ ′ ] = 0,[︀(︀)︀]︀+1[︀]︀+1( ) ′ − 2 ′′′ = 0,( )2 ′′ = ′ ,где ( ) — коэффициент теплопроводности слоя, а параметр является ха­рактеристикой теплопроводности межслоевого интерфейса. На внешних поверх­ностях ставятся следующие граничные условия:1 (1 )12 1′′ (0) = 0,1 (0) = 1 , () = 2 , ( )2 ′′ () = 0,где — суммарная толщина пакета слоев композитной структуры.Для определения деформаций и напряжений в поперечном сечении образ­ца многослойного композитного материала необходимо сначала найти распреде­ление температуры по толщине исследуемой структуры в рамках градиентноймодели теплопроводности.

Общее решение уравнения равновесия с учетом тем­пературного воздействия представляется следующим выражением: () = ( )3(︁1−1− ( ) ( )22·22)︁(︁)︁(−, )/−(−, )/1, − 2, +)︁ ( )1 (︁12(−, )/−(−, )/3, ( − , ) + 2 1, + 2, ++ ( )2 ( )+ 3, ( − , ) + 4, ,где , , = 1, 4 — постоянные интегрирования, которые определяются прирешении соответствующей системы уравнений из граничных и краевых усло­вий, ( ) — модуль упругости (модуль Юнга) слоя вдоль оси , ( ) — мо­дуль объемного сжатия, = () — перемещение точек в направлении оси ,7 ( ) — коэффициент теплового линейного расширения материала слоя, —масштабный градиентный параметр модели.Краевые условия на внутренних поверхностях контакта слоев (,+1 , =1, − 1) для градиентной модели термоупругости имеют вид:[︀(︀ ′)︀(︀)︀]︀+12 ′′′2 ′′[]+1=0,()−+()()−()Δ= 0,[︀]︀+1+1[′ ] = 0,( ) 2 (′′ − ( )Δ ′ ) = 0,где Δ — изменение температуры -го слоя.

На внешних поверхностях ставятсяследующие граничные условия:(︀)︀(︀)︀1 (1 ) 1′ − 12 1′′′ + 1 (1 ) 1 (1 )12 1′′ − 1 (1 )Δ1 = 0,(︀)︀(︀)︀ ( ) ′ − 2 ′′′ + ( ) ( )2 ′′ − ( )Δ = 0,1 (1 )12 (1′′ − 1 (1 )Δ1′ ) = 0, ( )2 (′′ − 1 ( )Δ′ ) = 0.Значения поперечных напряжений определяются по закону Гука для гради­ентной модели: () = ( )′ ()− ( ) ( )Δ ().

Вследствие учета гради­ентных эффектов модель предсказывает возникновение неоднородного распре­деления деформаций: в области высокой изменяемости температурного полявозникает концентрация деформаций и напряжений. Этот эффект принципи­ально не возникает в классическом решении.Идентификация параметров x = (, ) градиентной модели теплопровод­ности проводилась на основе экспериментальных данных теплофизических ис­пытаний многослойных металл-керамических теплозащитных покрытий (ТЗП)двух типов (I и II) (Таблица 1).

Целью эксперимента являлось определениеэффективного коэффициента теплопроводности покрытия. Решалась нелиней­ная оптимизационная задача поиска минимума объектной функции (x) =−7|eff (, ) − exp÷ 10−5 м,eff | на интервалах изменения параметров = 10 = 10−6 ÷ 10−4 м2 К/Вт. Здесь функция eff (, ) = /Δ · (, ) пред­ставляет эффективный коэффициент теплопроводности слоистой структуры,выраженный в рамках градиентной модели через обобщенный тепловой по­ток (, ). Величина expeff представляет собой экспериментально определенноезначение эффективного коэффициента теплопроводности. Результаты иденти­фикации параметров модели также приводятся в Таблице 1.Разработка СКМ, сочетающего в себе как конструкционные, так и функ­циональные (теплоизолирующие) свойства, приводит к постановке двух раз­личных оптимизационных задач для структуры проектируемого материала.1) «Конструкционная» оптимизация структуры СКМ, нацеленная на обеспе­чение минимальных значений деформаций (x) = max (cer ) при условии огра­ничения максимально допустимого значения эффективного коэффициента теп­лопроводности материала (x) ≡ eff − criteff ≤ 0.

Исходим из предположе­ния о начале разрушения в слое керамики, т. к. металлические слои обладаютбольшей пластичностью. 2) «Функциональная» оптимизация структуры ТЗП,8Таблица 1.Структурные характеристики и параметры теплофизических испытаниймногослойных ТЗП. Результаты идентификации параметров моделиТип ТЗПОбщее количество чередующихся слоевОбщая толщина покрытия, мкмТолщина слоев ZrO2 + 8 Y2 O3 , мкмТолщина слоев Ni, мкмПерепад температур на покрытии, КЭффективная теплопроводность покрытия, Вт/(м · К)Градиентный параметр , мкмАдгезионный параметр , ×10−5 м2 · К/ВтI11123,817,341 500 ÷ 1 2801,11,08,9II59820191 590 ÷ 1 4901,82,88,9направленная на поиск минимума эффективного коэффициента теплопровод­ности (x) = eff , с условием ограничения максимально допустимого уровнядеформаций в слоях керамики (x) ≡ max (cer ) − critcer ≤ 0.

Вектор оптимиза­ционных параметров представлен структурными характеристиками (толщина­ми и количеством слоев) композита x = (, ℎ ), = 1, . Область допустимоговарьирования параметров естественным образом задана технологическими воз­можностями оборудования для получения СКМ. Результатами конструкцион­ной оптимизации СКМ стали значения толщин керамического и металлическо­го слоев ℎ1 = 70 мкм и ℎ2 = 20 мкм соответственно при числе пар слоев, равном21.Оценка термостойкости материала проводилась по предельному темпера­турному градиенту, который способен выдержать материал в отсутствие зарож­дения трещин.

Термоудар является критическим для материала, когда энергиянапряженно-деформированного состояния вследствие температурного перепа­да, а также различия коэффициентов теплового линейного расширения матери­алов слоев превышает суммарно энергию зарождения трещин и поверхностнуюэнергию развития трещин до критической длины. Исходя из этого, выработанследующий формальный критерий оценки термостойкости СКМ:√︁4 (1 − )4 (1 − )2 + IC{︂Δc ≥[︁]︁−1 }︂ ,(1−1 )(1−2 ) ( +1)ℎ1 + Δ 1 + 2 · ℎ2где — параметр, характеризующий материал, — уровень напряжений, прикотором начинается образование трещин; IC — коэффициент трещиностойко­сти материала; коэффициент Пуассона , модуль Юнга и коэффициент теп­лового линейного расширения определяются в соответствии с градиентноймоделью; = ⌊/2⌋; индексы 1 и 2 соответствуют керамическому и металли­ческому слоям соотвественно; Δ ≡ 1 −2 .

Результатом аналитической оценкитермостойкости СКМ с оптимальной структурой стало Δc = 553 К.В третьей главе описана методика получения наноструктурированногоСКМ на основе металл-керамической системы Al2 O3 −Cr с добавкой нанопорош­9ка Al2 O3 нано посредством шликерного пленочного литья [2].В качестве исходных порошков, служащих для приготовления шликер­ных лент, были использованы: порошок оксида алюминия Al2 O3 марки ВК-100с характерным размером гранул 1 ÷ 2 мкм, нанопорошок оксида алюминияAl2 O3 нано , полученный методом плазмохимического синтеза (20 ÷ 300 нм) и по­рошок хрома (30 ÷ 40 мкм). Составы шликеров приведены в Таблице 2.Таблица 2.Составы шликеров, использованных при пленочном литьеКомпонентВК-100Al2 O3 наноCrСинтанолТрихлорэтиленЭтиловый спиртРастворполивинилбутираляДибутилфталатНазначениеCr-шликер, масс.%Матрица—Добавка—Матрица64,86Дефлокулянт0,115Растворитель21,78Растворитель2,66Связующее вещество5,76Пластификатор4,825Al2 O3 -шликер, масс.%52,15,8—0,1426,093,196,95,78Пленки наносились на майларовую ленту с использованием установки пле­ночного литья KEKO CAM-L252TB при температуре 60 ℃ в зоне подогрева.Ширина пленок составляла 100 мм, толщина — 0,15 мм.

После высыхания плен­ки снимались с майларовой ленты, собирались в пакет из чередующихся керами­ческих (ВК-100+Al2 O3 нано ) и металлических (Cr) слоев и прессовались на одно­осном ручном прессе Mecamaq DE-100. Для прессования заготовок задавалосьгидростатическое давление на шток пресса 1 100 бар. Прессованные заготовкив соответствии с режимом (Рис. 1), выбранным на основе результатов термо­гравиметрического анализа, подвергались удалению органического связующегона установке для удаления пластификатора ВакЭТО ВМС-22-10,5 в условияхдинамического вакуума. Дальнейшее спекание заготовок происходило в высо­котемпературной вакуумной печи СШВЭ-1.2,5/25-И3 в автоматическом режи­ме. Параметры цикла консолидации (Рис.

2) основаны на собственных данныхпредварительных испытаний.Процедура аттестации структурных характеристик образцов полученногокомпозита (Рис. 3) включала: 1) исследование микроструктуры и элементногосостава шлифа поперечного сечения материала средствами растровой электрон­ной микроскопии с интегрированной системой рентгеновского энергодисперси­онного микроанализа; 2) исследование фазового состава материала методамирентгеноструктурного анализа и комбинационного рассеяния света.

Получен­ные результаты свидетельствуют о достижении высокой степени консолидациикерамики, высокого показателя газоплотности материала, хорошего адгезион­ного сцепления между слоями и об отсутствии дефектов и посторонних вклю­чений.В четвертой главе приводятся результаты экспериментальных иссле­дований механических и теплофизических характеристик опытных образцов10Рис. 1.Температурный режим удаленияорганического связующегоРис. 2.Температурный цикл спеканияслоистой заготовкиРис. 3.Образец СКМ Al2 O3 −CrСКМ, проводится их сопоставление с результатами численного моделирования(верификация разработанной модели), анализ погрешностей и границ примени­мости модели.Механические испытания образцов композита проводились при темпера­турах 25 и 900 ℃ по схеме трехточечного изгиба.