Механика композитных материалов 2 1983
..pdfУДК 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)
от линейного |
участка, |
как |
показано на рис. 2. Коэффициенты |
вариации |
прочности |
|
сгп, модулей |
упругости |
Е и |
о* по четырем-пяти образцам приведены в знаменателях |
|||
в табл. 1 . |
|
|
|
|
|
|
Усталостные |
испытания |
чистым плоским изгибом в режиме |
мягкого |
симметрич |
||
ного нагружения |
проводили |
на машине [10] с частотой 18 Гц по |
методике, |
описанной |
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,
как в |
[И, 13], что повреждения в виде микро- |
и макротрещин умень |
|
шают |
эффективную площадь |
сечения образца, |
тогда повреждаемость |
П количественно оценивается |
по формуле П= 1—E N /E 0> где E 0i E N — |
начальный и текущий модули упругости. Приближенность такого спо
соба оценки |
П при изгибе [11] не должна влиять на характер |
зависи |
||
мости П(Т), |
так как остается идентичной для Г= 40 и 70°. |
деформаций |
||
На рис. |
6 изображены кривые изменения амплитуд |
|||
еа, еь и ес для трех периодов усталости (точки |
А, В, С |
на |
рис. 4), |
|
полученные |
при 40 и 70°С. Соответствующие им |
повреждения |
Па, Пь |
и Пс тоже показаны на рис. 6. Размер деформаций в начале макро
разрушения еь остается |
для всех уровней о практически постоянным, |
|||
а именно: при |
Г=40°С |
еь = 0,36% |
с коэффициентом вариации |
у = 0,04; |
при Т = 70°С |
еь= 0,31 % |
и v = 0,05. |
С меньшей достоверностью |
можно |
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
Рис. |
4. |
Кинетика |
деформативности при 7 = 4 0 |
и 70°С. / —III |
— периоды. Чистый из |
|||
гиб: |
0= 134 МПа; |
долговечность при 40°С |
7VC= 750 000; |
при |
70°С |
М = 46 000 циклов. |
||
Рис. |
5. |
Кривые усталости органопластика |
при |
7 = 4 0 (/) |
и |
70°С |
(2). Симметричный |
|
|
|
|
изгиб. |
|
|
|
|
Модули упругости, повреждаемость и эффективные напряжения в начале третьего периода
|
|
|
= Ю5 |
циклов |
|
|
W2=»10e |
циклов |
|
|
еь . % |
|
Еь • Ю 2 |
|
°О.В' |
o R, МПа |
Еь • Ю-2 |
|
^Э.П' |
|
|
сГд, МПа |
П„ |
П* |
|||||
|
|
МПа |
МПа |
МПа |
МПа |
||||
|
|
|
|
|
|
||||
40 |
0,36 |
153 |
425 |
0,12 |
174 |
134 |
367 |
0,24 |
176 |
70 |
0,31 |
130 |
419 |
0,14 |
151 |
Я16 |
372 |
0,22 |
149 |
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
Рис. 6. |
Зависимость амплитуд деформаций |
и повреждаемости от нагрузки при изо- |
|||
|
термических |
режимах. Т= 40 |
(---------) |
и 70°с (_______ ) |
Н |
Рис. 7. |
Пределы |
°/?I!aH?/njia!:^“Ka ПРИ |
различных температурах. |
Осевое |
|
|
нагружение. /? = 0 ,1 ; Л^= 1 0 5 циклов; |
Л^2 = 1 0 6 циклов. |
|
Коэффициенты усталости органопластиков для различных температур
Материал |
Вид дефор- |
т, °с |
|
NI—Ю5 циклов |
|
|
Mg'* 10е циклов |
|
мации |
/Сп |
К* |
КЕ • 102 |
/Сп |
К* |
Кб . ю2 |
||
|
|
|
||||||
о г и |
Изгиб |
40 |
0,39 |
0,76 |
0,31 |
0,34 |
0 , 6 6 |
0,27 |
|
7?= '- 1 |
70 |
0,40 |
0,74 |
0,28 |
0,36 |
0,67 |
0,25 |
ОП-2 |
Растяже |
.40 |
0,27 |
0 , 8 6 |
0,72 |
0,26 |
0,82 |
0 , 6 8 |
|
ние Я = 0 ,1 |
0,61 |
.1,92 |
1,60 |
0,57 |
1,82 |
1,51 |
|
|
|
60 |
0,29 |
0,92 |
0,70 |
10,27 |
0,87 |
0 , 6 6 |
|
|
0,64 |
2,05 |
.1,56 |
0.62 |
1,96 |
1,49 |
|
|
|
|
||||||
|
|
80 |
0,31 |
0,94 |
0,71 |
0.29 |
0,89 |
0 , 6 6 |
|
|
0 , 6 8 |
2,09 |
1,56 |
(0,64 |
1,98 |
1,47 |
|
|
|
|
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:
O R |
O R |
( 1) |
/(п |
" IT - |
|
ап |
|
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
зом, |
снижение статических |
характеристик материала |
с |
ростом тем- |
||||
|
Средние значения К и коэффициенты вариации их для |
|
Табл. 4 |
|||||
|
|
|
||||||
|
|
7= 40, 60 |
и 80°С, /?= 0,1 |
|
|
|
|
|
Предел выносли |
Mj *= 10s циклов |
М2=10в |
циклов |
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
||
|
вости |
/Сп |
К* |
КЕ • 102 |
/Сп |
К* |
КЕ • 102 |
|
|
|
|||||||
По |
амплитуде |
0,29 |
0,91 |
0,71 |
0,27 |
0,86 |
0,67 |
|
|
|
6,90 |
4,60 |
Ц40 |
5.90 |
4,90 |
1,70 |
|
По |
максимальному |
0,64 |
2,02 |
■1,57 |
0,61 |
Л ,92 |
1,49 |
|
напряжению |
5,70 |
4,40 |
Л,50 |
7,00 |
4,50 |
1,30 |
пературы можно использовать для прогноза пределов выносливости при повышенных температурах. Эта закономерность использована в ускоренном методе оценки влияния температуры на многоцикловую усталость композитов [17]. Сущность его заключается в том, что уста лостные испытания проводятся только для одной стабилизированной температуры, а для остальных ограничиваются кратковременными ста тическими испытаниями образцов на идентичную деформацию.
Зависимость oR(T) для R ^=0,1 представлена на рис. 7. Ее в преде лах температур, не вызывающих структурных превращений в компо нентах органопластика, можно с малой погрешностью описать линей ной функцией.
Выводы. 1. С повышением температуры сопротивление усталости органопластика снижается, причем сохраняется надежная корреляция
между |
пределами |
выносливости и |
статическими |
характеристиками |
а*, Е, |
а11 для одинаковых температур |
и идентичных |
деформаций. На |
|
этой закономерности, построен способ |
ускоренных испытаний. |
|||
2. |
Показано |
влияние температуры на характер накопления уста |
лостных повреждений. С увеличением температуры для одинаковых уровней нагрузки повреждаемость уменьшается, а для одинаковых долговечностей остается практически равной.
|
|
|
|
|
С П И С О К Л И Т Е Р А Т У Р Ы |
||
|
1 . Boiler |
К. |
Н. Fatique properties of fibrous glass-reinforced plastics laminates |
||||
subjected to various conditions. — Mod. Plastics, |
1957, June, p. 163— 186. |
||||||
|
2 . Симамура. Усталостные испытания слоистого стеклопластика -при температу |
||||||
рах |
от |
+ 30 до |
-3 0 °. — |
J. Japan |
Soc. Test. Materials, 1959, vol. 8 , N 74, p. 868—872 |
||
(РЖ |
Механика, |
1961, № |
5 , реф. |
5 B5 4 9 ). |
|
||
|
3. |
Zilvar |
V. |
Vliv teploty na mechanicke vlastnosti polyesterovych skelnych lami- |
|||
natu. — Strojirenstvi, 1961, N 8 , s. 608—612. |
|
||||||
|
4. |
Смирнова M. К., Соколов Б. П., Сидорин Я. С., Иванов А. П. Прочность |
|||||
корпуса |
судна из стеклопластика. Л., 1965. 332 с. |
||||||
|
5. |
Захаров В. Н. Влияние эксплуатационных факторов на циклическую проч |
|||||
ность судостроительных стеклопластиков. Дис. |
канд. техн. наук. Ленинград, 1970. |
||||||
160 с. |
|
|
|
|
|
|
6 . Сидоренков А. Н., Захаров В. И., Смирнов В. И. Усталостная прочность судо
строительных стеклопластиков при знакопеременном изгибе и влияние на нее техно логических и эксплуатационных факторов. — В кн.: Свойства полиэфирных стекло пластиков и методы их контроля. Л., 1970, с. 168— 180.
7. Курземниекс А. X., Олдырев П. П., Тамуж В. П., Димитриенко И. П. Влияние структуры полигетероариленовых волокон на свойства органопластика. — Механика композит, материалов, 1981, № 5, с. 918—921.
8 . Олдырев П. П. О корреляции между статической и усталостной прочностью армированных пластиков. — Механика полимеров, 1973, № 3 , с. 468—474.
9.Олдырев П. П. Устройство для испытаний на чистый изгиб. — Завод, лаб., 1976, Ко 4, с. 488—489.
10.Гарф М. Э., Филатов М. Я. Машина для программных испытаний на уста
лость материалов при чистом изгибе. — Пробл. |
прочности, |
1975, |
№ 9, с. |
102— 106. |
И. Олдырев П. П. Многоцикловая усталость |
стеклопластика |
в режимах |
мягкого |
|
и жесткого нагружения. — Механика композит, |
материалов, |
1981, № 2 , с. 218—226. |
||
12. Олдырев П. П. Тензометр для измерения |
деформаций |
при циклическом изгибе |
плоских образцов. — Завод, лаб., 1978, № 9 , с. 1147— 1148.
13.Олдырев П. П. Исследование деформативных свойств, рассеяния энергии и разрушения жестких полимерных материалов при длительном циклическом нагруже нии. Дис. . . . канд. техн. наук. Рига, 1968. 174 с.
14.Олдырев П. П. Способ испытания материалов на усталость. Авт. свидетель
ство СССР № 836564. — Открытия. Изобретения. Пром. образцы. Товар, знаки, 1981, Ко 2 1 , с. 206.
15.Перов Б. В., Скудра А. М., Машинская Г П., Булаве Ф. Я. Особенности разрушения органопластиков и их влияние на прочность. — В кн.: Разрушение ком
позитных материалов. Рига, 1979, с. 182— 186. |
|
|
16. |
Олдырев П. П., Тамуж В. П. Изменение свойств стеклотекстолита при цикли |
|
ческом |
растяжении—сжатии. — Механика полимеров, 1967, |
№ 5 , с. 864—872. |
17. |
Олдырев^ П. П. Способ определения сопротивления |
усталости материала при |
тепловом воздействии и воздействии среды. Авт. свидетельство СССР № 951107. — Открытия. Изобретения. Пром. образцы. Товар, знаки, 1981, № 21.
Институт механики полимеров |
Поступило в редакцию 15.09.82 |
АН Латвийской ССР, Рига |
|
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 а р, деформационные свойства — |
по |
изменению относительного удлинения |
8 Р при разрыве и внутренних напряжений. |
При |
этом разрушающее напряжение при |
растяжении исследовали до и после воздействия агрессивных сред. Разрушающее
напряжение при растяжении а р |
и относительное удлинение еР определяли на разрыв |
ной машине WPM-ZE-400 (ГДР) |
по ГОСТ 11262—76 (образцы типа 2) при скорости |
растяжения 5,4 мм/мин. Внутренние напряжения определяли тензометрическим мето
дом на стальных пластинах толщиной |
1 мм при толщине покрытия 1 мм. Для изме |
|||||||
рения |
деформаций |
применяли тензодатчики с сопротивлением 104— 108 Ом, |
чувстви |
|||||
тельностью 2,14 и |
базой 10 мм и автоматический электронный |
измеритель деформа- |
||||||
|
|
|
|
|
|
|
Табл. 1 |
|
|
Составы композиций на основе эпоксидно-фенольного полимера |
|
|
|||||
№ |
Состав (мае. ч.) |
Отпефднтель (мае* |
|
|
|
|||
КОМПО |
|
|
|
|||||
ЗИЦИИ |
|
|
|
|||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
I |
ЭД-20 (100—40); РСФ-014 |
УП-583 |
(5){ |
АД (5) |
|
1 |
еут |
|
|
(0—60) |
|
|
|
|
70® С ------ |
3 |
сут |
II |
ЭД-20 (50); РСФ-014 (50); |
НЭПА |
(5); |
ГМТА (5) |
Ж С — |
№ еут |
||
|
ОИККГ (0—50) |
|
|
|
|
Ш еут |
||
III |
ЭД-20 (50); РСФ-014 (50); |
УП-583 |
(5); |
АД (5) |
С |
|||
|
ОИКГ (0 -5 0 ) |
|
|
|
|
|
|
Рис. 1. Зависимость разрушающего напряжения при растяжении а Р композиции I от содержания С в ней компонентов.
Рис. 2. Зависимости |
разрушающего напряжения |
при* растяжении сгР композиций II |
(/) и III |
(2) от содержания С в них |
олигомера изобутилена. |
ций типа АИД-4 . Структуру материалов исследовали с помощью инфракрасной (ИК)
спектроскопии поглощения (техника КВг и метод «раздавленной капли») и растровой электронной микроскопии (микроскоп JSM-35 фирмы JEOL, Япония).
На рис. 1 приведена зависимость сгр композиции I от содержания в ней РСФ-014 и ЭД-20. Как видно из рисунка, зависимость имеет экстремальный характер с двумя перегибами, что связано с образова нием системы, имеющей различную структуру в зависимости от соотно шения компонентов. Подобная немонотонность в изменении механичес ких свойств с изменением концентрации компонентов наблюдается у систем, состоящих из взаимопроникающих полимерных сеток [3]. Сни жение прочности (по сравнению с ар эпоксидной смолы) при увеличе нии содержания в композиции РСФ-014 до 30 мае. ч. можно объяснить тем, что при введении в однофазную систему второй фазы ее непре рывность нарушается и образуются межагрегатные зоны. Дальнейшее увеличение содержания второго компонента, по-видимому, приводит к более полному взаимопроникновению полимерных сеток, увеличению плотности сшивки и, следовательно, к росту прочности композиции. Максимальное значение прочности достигается при содержании РСФ-014 40 мае. ч. При добавках РСФ-014 более 50 мае. ч. происходит
Дис. 3. Зависимости разрушающего напряжения при |
растяжении а р композиции III |
(/, о — немодифнцироваииой, 2 — модифицированной |
5 мае. ч. ОИЦГ) от содержа |
ния наполнителя: /, 2 — графит; 3 — |
кварцевая мука. |
Рис. 4. Зависимость внутренних напряжений а от времени отверждения композиции
'модифицированная 20 мае. ч. ОИКГ; 2 — немодифицированиая, наполнен
ная 40 мае. ч. графита; 3 — немодифицпрованная.
Рис. 5. Зависимости относительного удли
нения |
при разрыве еР композиций II (/) |
и III |
(2) от содержания С в них олиго |
|
мера изобутилена. |
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