Главная Коллекция "Revolution" Производство и технологии Нестабільність деформування та зміцнення матеріалів в умовах глибокого охолодження

Нестабільність деформування та зміцнення матеріалів в умовах глибокого охолодження

Моделі стрибкоподібної деформації для описання кінетики стрибка і оцінки її амплітудних значень у залежності від характеристик системи навантажування. Аналіз основних параметрів енергетичних перетворень в процесі переривчастої текучості металів.

Рубрика	Производство и технологии
Вид	автореферат
Язык	украинский
Дата добавления	28.07.2014
Размер файла	82,3 K

посмотреть текст работы

скачать работу можно здесь

полная информация о работе

весь список подобных работ

Отправить свою хорошую работу в базу знаний просто. Используйте форму, расположенную ниже

Студенты, аспиранты, молодые ученые, использующие базу знаний в своей учебе и работе, будут вам очень благодарны.

Страница:

Размещено на http://www.allbest.ru

Вступ

Актуальність теми. Розвиток ряду галузей техніки у останні десятиріччя потребує розширення діапазону робочих температур майже до абсолютного нуля. Це зумовлено прогресом енергетики, ракетобудування, транспортного комплексу, медичної техніки, засобів фізичних досліджень. Використання кріогенних надпровідних магнітних систем, що охолоджуються рідким гелієм, дозволяє створити потужні та економічні генеруючі пристрої, накопичувачі електроенергії, прискорювачі елементарних часток, спектрометри, реактори термоядерного синтезу, тощо. Силові елементи цих систем відрізняються особливою екстремальністю умов експлуатації, що характеризуються сукупністю великих механічних напружень, кріогенних температур, сильних магнітних та інших фізичних полів.

При охолодженні до температур нижче 30 К, де знаходяться точки кипіння рідких водню та гелію (відповідно 20 і 4,2 К), відбувається якісна зміна механізмів деформування металевих матеріалів - процес деформування втрачає стабільність і стає дискретним. Цей ефект, що отримав назву низькотемпературна переривчаста текучість (ПТ), реєструється у вигляді пилоподібних діаграм деформування, на котрих амплітуда стрибків по напруженню може сягати 60 % від вихідного рівня. Різкий перехід від пружного деформування до стрибкоподібної пластичної течії спричиняє раптове зниження опору навантаженню або втрату несівної здатності елемента конструкції, що може привести до небезпечних наслідків.

В теперішній час методологія врахування нестабільності деформування конструкційних сплавів при розрахунках на міцність відповідних об'єктів відсутня. Це пов'язано з далеко недостатнім вивченням проявів ефекту ПТ, його впливу на опір деформуванню і руйнуванню, характеристики міцності і пластичності матеріалів. Не розроблено і методи оцінки граничних станів, а відтак - небезпечних та допустимих напружень при нестабільному розвитку деформації. Розв'язання цієї проблеми низькотемпературної міцності дозволить забезпечити надійність новітніх пристроїв, що експлуатуються в умовах глибокого охолодження.

Мета роботи полягає у розробленні критеріїв, що визначають граничні стани матеріалів в умовах нестабільності деформування за кріогенних температур і створенні на їх основі методів визначення небезпечних та допустимих напружень з оптимальним використанням низькотемпературного та деформаційного зміцнення.

Для її досягнення необхідно було вирішити наступні задачі:

- удосконалити існуючі і створити нові спеціальні методики експериментальних досліджень;

- розробити адекватні моделі стрибкоподібної деформації для описання кінетики стрибка і оцінки амплітудних значень деформації у залежності від характеристик системи навантажування;

- визначити критерії втрати стабільності процесу пластичного деформування і параметри енергетичних перетворень при ПТ металів;

- оцінити ступінь впливу експлуатаційних та конструктивно-технологічних чинників на прояви ПТ і механічні характеристики матеріалів та розробити рекомендації щодо вдосконалення стандартного методу випробувань металів на статичний розтяг за температур до 4,2 К;

- визначити рівні небезпечних напружень та умови реалізації граничних станів сплавів кріогенної техніки при стрибкоподібному розвитку деформації;

- розробити метод нормування міцності конструкційних сплавів у вказаних умовах.

1. Огляд літературних джерел, що стосуються розглянутої проблематики

Початок дослідження ефекту низькотемпературної ПТ було покладено у середині 20 сторіччя роботами Ужика, Клявіна, Базинського, Блюітта, Зегера, продовжено Діденком, Єрьоміним, Малигіним, Нечипоренком, Новіковим, Пустоваловим, Стрижалом, Койі, Рідом та ін.

Поштовхом для дослідження цього явища, що не було завбачено теоретично, стало отримання та практичне використання рідких водню та гелію, зокрема у зв'язку з відкриттям ефекту надпровідності.

Вже в перших роботах було встановлено, що на відміну від відомих ефектів типу Портевена Ле Шателье низькотемпературна ПТ має універсальний характер - проявляється у будь-яких металевих матеріалів з різною кристалічною будовою і розміром зерен, відзначається великими стрибками деформації і напруження, що супроводжуються потужними тепловими спалахами у зоні течії.

Масив публікацій можна умовно поділити на такі групи: роботи по експериментальному дослідженню окремих проявів ефекту ПТ у чистих металів та сплавів; роботи по дослідженню впливу на ПТ електронного стану металів, що змінюється при надпровідному переході, дії магнітних полів тощо; теоретичні роботи по дослідженню явища ПТ.

Головним напрямком досліджень є виявлення закономірностей та фізичної природи даного явища, відносно якої до теперішнього часу не існує єдиної точки зору. З оглядом на це велика частина робіт виконана на чистих моно- та полікристалічних металах. Загалом встановлено, що ПТ виникає та (або) інтенсифікується внаслідок таких основних причин: зниження температури; наближення вісі розтягу монокристалу до певного кристалографічного напрямку; переходу металу з надпровідного у нормальний стан; зниження чистоти металу; зменшення швидкості деформування. Із збільшенням міцності матеріалів амплітуда стрибків зростає, а їх кількість зменшується.

Для пояснення природи ефекту ПТ було запропоновано багато гіпотез. Вони детально проаналізовані в роботі. Найбільш поширені з них дві - дислокаційно-силова, що припускає періодичне виникнення та проривання бар'єрів дислокаційними накопиченнями, і гіпотеза адіабатичної деформації. Остання, заснована на врахуванні значного зниження теплоємності металів при глибокому охолодженні, дає найбільш загальне пояснення ефекту. У рамках цієї гіпотези, що порівняно легко формалізується, виконано ряд теоретичних робіт, у котрих запропоновано фізичні моделі ПТ. Оскільки обидві гіпотези мають певні обмеження і труднощі у поясненні явища, було зроблено спроби їх поєднання. Також у розділі з використанням характеристики деформаційного зміцнення при ПТ зразка аустенітної сталі оцінено співвідношення рівномірної та локалізованої деформації і показано, що остання має переважне значення.

При аналізі робіт, присвячених вивченню стрибкоподібної деформації конструкційних сплавів, встановлено, що в них розглядаються лише окремі прояви ефекту, а систематизовані дані про вплив комплексу чинників на загальні закономірності ПТ та механічні характеристики матеріалів практично відсутні. Так само відсутня інформація про критерії граничних станів, а відтак - і методи нормування міцності сплавів, які б дозволили врахувати чинник нестабільності деформації.

На основі проведеного аналізу літературних джерел, а також умов експлуатації сталей та сплавів у складі елементів конструкцій кріогенного призначення, у тому числі - надпровідних магнітних систем, сформульовано мету та задачі дослідження.

2. Аналіз відомих експериментальних методів дослідження механічних властивостей конструкційних сплавів при статичному розтязі за температур до 4,2 К, обладнання, жорсткістні характеристики випробувальної установки, вибір матеріалів та основні засади методики проведених експериментів

Дослідження проводились на установці УМН-10 гідравлічного типу з реверсивною схемою навантажування зразка і граничним зусиллям 100 кН. У силовий ланцюг включено окрему пружну ланку - спеціальний пристрій з набором тарільчастих пружин, що дозволяє регулювати жорсткість системи навантажування у діапазоні 2…14,5 МН/м.

Установка обладнана також системами охолодження та генерування сильних магнітних полів, вимірювальною та реєструючою апаратурою. Відносні граничні похибки вимірювань становили: по видовженню - 2,1 %, по навантаженню - 2,2 %, по температурі - 3,8 %, по напруженості магнітного поля - 1,6 %.

Для охолодження зразків до кріогенних температур використовувались рідкі азот та гелій. Експерименти для визначення вихідних значень механічних характеристик та параметрів ПТ проводилися у жорсткому режимі навантажування при швидкості деформування 1,6.10-3 с-1, жорсткості системи навантажування 14,5 МН/м за температури 4,2 К. Саме цей температурний рівень, що відповідає точці кипіння гелію і визначає експлуатаційну температуру надпровідних магнітних систем було обрано як базовий. При цій температурі у повній мірі реалізується ефект нестабільності деформації переважної більшості металевих матеріалів. Крім того, випробування проводилися за температур 20; 77 та 293 К, що входять до загального температурного діапазону кріогенної техніки.

Системи генерування магнітного поля дозволяють створювати стале та імпульсне магнітні поля напруженістю відповідно до 6,6 та 24 МА/м. Перша система складається з стабілізованого джерела струму та надпровідного соленоїда, друга - з накопичувача енергії, зарядного та комутуючого пристроїв, поєднаних у промисловому модулі "Імпульс-БМ", та імпульсного соленоїда, вбудованого у пасивну тягу установки.

На основі аналізу номенклатури та властивостей сталей та сплавів кріогенного призначення зроблено вибір матеріалів для експериментальних досліджень. Це сталі аустенітного класу 03Х20Н16АГ6, 12Х18Н10Т, 03Х13АГ19, титановий сплав 3М та алюмінієвий сплав АМг6. Найбільш детально досліджувалися властивості першої сталі, у якої ПТ проявляється у "чистому" вигляді, бо не ускладнюється мартенситними перетвореннями і двійникуванням, і яка вважається найбільш перспективним матеріалом для використання у високонавантажених несівних елементах магнітних систем складних технічних пристроїв, зокрема термоядерних реакторів.

Базові експерименти проведено на стандартних п'ятикратних циліндричних зразках з діаметром робочої частини 3 мм. Крім того, використовувались інші циліндричні і плоскі стандартні та нестандартні зразки, а також трубчасті, конічні, складені, зразки з концентраторами та кільцевими тріщинами. Тріщини втоми наносилися за допомогою спеціально розробленої універсальної установки УНТ-1. Особливості методик досліджень по конкретним напрямкам викладено у відповідних розділах. При розробці методик було реалізовано оригінальні технічні рішення і отримано авторське свідоцтво та патент на винаходи.

3. Енергетичні перетворення та оцінка термічних ефектів при стрибкоподібній деформації

Сформульована система феноменологічних критеріїв, що визначають необхідні умови реалізації ефекту ПТ, встановлені міжпараметричні залежності та виділені основні параметри. На їх основі запропоновано комплексний температурно-силовий критерій втрати стійкості процесу пружнопластичного деформування, що дозволяє розраховувати максимальну критичну температуру та величину критичного напруження для даного температурного рівня.

Якщо рівномірна пластична деформація накопичується при неперервному підводі зовнішньої енергії, то стрибкоподібна деформація реалізується за рахунок наявного запасу пружної енергії у системі зразок-машина. Безпосередньо у роботу деформування переходить його частина:

, (1)

де та - навантаження на початку та при закінченні стрибка, - жорсткість системи. Ця робота витрачається на нагрівання зразка, перебудову структури матеріалу, а також збільшення поверхні та прискорення рухомих частин. Аналіз перетворень енергії показав, що при стрибкоподібній деформації дві останні складові енергетичних затрат є зневажливо малими, а параметр, що характеризує трансформацію роботи у теплову енергію, що збільшується від нуля до 0,95, можна представити як функцію деформації або напруження.

Експериментальні методи достатньо точного вимірювання температури нагріву саме в зоні течії наразі відсутні. Але її величину можна визначити розрахунковими методами - з рівняння енергетичного балансу, складеного у адіабатичному наближенні:

, (2)

де - об'єм зони течії, - вихідна температура, - температурна залежність питомої об'ємної теплоємності металу, яку описували поліномом третього ступеня. Результати відповідних розрахунків при =4,2 К для останнього стрибка, коли величина найбільша, та значення характеристик і параметрів ПТ досліджуваних матеріалів наведено у таблиці 1.

Таблиця 1. Характеристики матеріалів і параметри стрибка деформації

Характеристики	Матеріал
і параметри	12Х18Н10Т	03Х20Н16АГ6	03Х13АГ19	3М	АМг6
, МПа	2,25	2,30	2,28	1,22	0,86
, кг/м3	7800	7800	7800	4500	2640
, МПа	1740	1640	1280	1350	550
, К	195	185	156	168	67
	0,15	0,16	0,11	0,11	0,03
	29	26	16	19	81

Розрахунки показують, що із зростанням порядкового номера стрибка величина стрімко зростає, наближуючись до вказаних максимальних значень, що для найбільш міцних матеріалів сягають 195 К. Кореляцію між верхньою границею нагріву та міцністю матеріалу відображає отримана емпірична залежність:

,

де =0,118 К/МПа.

При охолодженні до температур нижче 30 К процес деформування металів втрачає стабільність і критеріальна оцінка цього явища становить значний інтерес. Вона передбачає складання системи нерівностей, що визначає умови переходу від плавної до стрибкоподібної деформації. У загальному випадку вона має вигляд:

,

де та - деформація та її швидкість, - модуль деформаційного зміцнення, - напруження, індексом позначені відповідні критичні значення. Для отримання комплексного критерія необхідно виділити основні параметри. Якщо швидкість деформації достатньо мала, вона практично не впливає на температуру зразка. Зв'язок між теплофізичними параметрами дає температурна залежність теплоємності. Появі стрибків на діаграмі деформування відповідає певна точка, координати якої - істинні напруження та деформація і є критичними величинами у силовому та деформаційному критеріях. У цій же точці діаграми модуль деформаційного зміцнення зменшується до критичного значення , при досягненні якого термічні ефекти, що ініціюють і стимулюють ПТ, вже не пригнічуються. Зв'язок між механічними параметрами встановлюється за допомогою рівняння стану. Визначити їх критичні величини можна, отримавши експериментально одну з них, а саме - границю переривчастої текучості за даної температури , істинна величина якої дорівнює .

Критичні значення теплофізичних і механічних параметрів також є взаємопов'язаними: із зростанням температури точка появи ПТ на діаграмі зсувається вправо, тобто більшим відповідають більші і . Таким чином, комплексний критерій, що визначає умову настання граничного стану по втраті стабільності процесу пластичної деформації, може включати лише два визначальні параметри і розглядатись як температурно-силовий , або . Відповідне критеріальне співвідношення сформульовано у вигляді:

, (3)

де - густина матеріалу, і - коефіцієнти температурної залежності теплоємності, - вихідне значення теплоємності, - коефіцієнти трансформації енергії, що розраховуються на основі отриманої аналітичної залежності та прийнятого рівняння стану у вигляді:

, (4)

де - границя плинності, та - сталі. Співвідношення (3) включає лише дві константи матеріалу - теплоємність та границю переривчастої текучості . Критичне значення температури можна визначити для даного аналітично, як дійсний додатний корінь кубічного рівняння (3), тоді як зворотня задача вирішується лише чисельними методами.

Можливість використання комплексного критерію показано на прикладі алюмінієвого сплаву АМг6 та сталі 03Х20Н16АГ6, які суттєво відрізняються по характеристикам міцності.

4. Задача побудови математичної моделі розвитку стрибкоподібної деформації, що дозволяє описати кінетику процесу, оцінити супутні динамічні ефекти і амплітудне значення деформації у порівнянні з її критичними величинами

Шляхом заміни параметрів та введення додаткових членів до основного рівняння модель може бути модифікована або добудована, що дає змогу завбачати механічну поведінку матеріалу за різних умов або режимів навантажування. Також запропоновано і реалізовано методи експериментального моделювання акту ПТ за температур 77 та 293 К і показано можливість отримання і дослідження ефектів, аналогічних ефектам низькотемпературної ПТ.

Необхідність розробки математичної моделі поведінки матеріалу під навантаженням у процесі стрибка деформації пов'язана з виконанням теоретичної оцінки його деформаційних, швидкісних та силових параметрів з урахуванням пружних, інерційних та кінетичних характеристик системи навантажування.

Після чергової ділянки пружного деформування і досягнення рівня критичного напруження спрацьовує стартовий механізм ПТ, що викликає стрибок температури , який розвивається синхронно з стрибком деформації. При цьому термічне знеміцнення матеріалу урівноважується його деформаційним та деформаційно-швидкісним зміцненням. Тому для побудови математичної моделі процесу використовуємо рівняння стану для зміцнюваного середовища з урахуванням температурної залежності напруження у зоні течії довжиною і площею поперечного перетину у вигляді:

, (5)

де - осереднена пластична деформація, - її швидкість, - коефіцієнт в'язкості. Механічна модель такого середовища являє собою з'єднані паралельно елемент тертя, опір якого у процесі деформування різко зменшується, пружину та демпфер .

З урахуванням (5), деяких спрощуючих припущень, зокрема про сталість параметрів та , і співвідношення , де - коефіцієнт термічного знеміцнення, - час, - тривалість стрибка, - деяка зростаюча функція, що змінюється від 0 до 1 і визначає динаміку нагріву зони течії, рівняння рівноваги у напруженнях для непідвантажуваної рухомої системи можна подати у вигляді .

Тут , - приєднана маса, а коефіцієнти при та надалі позначаються, як , тобто:

. (6)

Подальша побудова моделі проводилася методом підбору такої функції , яка дає аналітичний розв'язок, що задовольняє початковим та іншим визначеним умовам. Аналіз розв'язків показує, що достатньо адекватною є модель, в якій , де . Відповідні розв'язки рівняння (6) у залежності від співвідношення коефіцієнтів і поділяються на два основних види - для варіантів "I" () та "II" (). Наближений розв'язок варіанту "I" , що відповідає експериментові із зразком сталі 03Х20Н16АГ6 на "важкій" установці УМН-10 з масою рухомих частин =300 кг, має вигляд:

(7)

У табл. 2 наведено деякі параметри стрибка, отримані експериментально та результати розрахунків таких величин, як амплітудне значення деформації , максимальні швидкість та прискорення деформації, її середня швидкість , найбільша сила інерції та час її досягнення .

Таблиця 2. Кінетичні і силові параметри стрибка деформації

Тип установки			с-1	с-2	, с-1	кН	с	с	, МПа
ZD-10	0,14	0,16	8	3000	3,6	1,30	8.10-3	0,05	470

Варіант "ІІ" відповідає експериментові на "легкій" установці, наприклад SZF-1 (=20 кг). Розв'язок рівняння (6) для цього варіанту можна подати, як:

(8)

де Розрахунки показують, що при незначній різниці величини , максимальні значення похідних деформації у цьому випадку зростають втричі у порівнянні з даними, наведеними у табл. 2. Еволюція напруження з урахуванням зниження навантаження описується з використанням відповідного розв'язку як .

Умовою настання граничного стану по розвитку надмірної деформації або руйнуванню є співвідношення:

, (9)

де критичне значення відповідно дорівнює допустимому або руйнівному . Величина визначається найбільшим значенням розв'язку рівняння (6).

Експериментальне дослідження ПТ за умов глибокого охолодження є досить дорогим і складним, тому виникає необхідність відтворення подібних ефектів при більш високих температурах, аж до кімнатної. Оскільки макромеханізм ПТ полягає у появі після ділянки пружного деформування значного перевантаження зразка за рахунок різкого нагріву, в основу запропонованої методики експериментального моделювання стрибкоподібної деформації покладено імпульсне підвантажування зразка. Для одного з шляхів реалізації методики створено пристрій у складі установки УМН-10, що являє собою систему з пружного елементу для регулювання жорсткості, тягових частин та комбінованого зразка з паралельно навантажуваним руйнівним елементом. Останній у вигляді втулки з високовуглецевої сталі, що має гострий глибокий кільцевий надріз, нагвинчується на подовжені галтелі зразка. Після крихкого руйнування втулки у зразку виникає напруження , тобто відбувається імпульсне підвантажування зразка і стрибкоподібна пластична течія з одночасним падінням напруження до деякої величини . Використовуючи рівняння енергетичного балансу, можна показати, що приріст деформації становить:

. (10)

Пропорційність деформації перевантаженню підтвердили експерименти, проведені за температур 77 та 293 К. Було також показано, що як і при ПТ, за достатньо малої жорсткості системи зразок-машина стає можливим руйнування у процесі стрибка, а при підвищеній швидкості деформування - безпосередньо після його завершення.

Опис кінетики моделюючого стрибка деформації виконано на основі рівняння виду , де , а , що має місце при раптовому навантажуванні. Його розв'язок дає амплітудне значення деформації , що відповідає (10) і аналогічне (7).

У розділі також теоретично і експериментально обґрунтована можливість експериментального моделювання стрибкоподібної деформації методом дії сильного імпульсного магнітного поля за рахунок пондеромоторного ефекту у процесі деформування зразків з матеріалів, що мають малий електричний опір.

5. Вплив умов навантажування на параметри ПТ і механічні характеристики сплавів за температури рідкого гелію

Показано, що найбільш суттєвий вплив завдають такі чинники, як жорсткість системи навантажування і швидкість деформування. Зокрема показано, що при підвищеній швидкості ПТ не реалізується, що спричиняє значне зниження границь міцності і відносного видовження матеріалів. Аналогічні зміни ці характеристики зазнають в умовах ПТ при зниженні жорсткості системи навантажування.

Отримано залежності механічних характеристик від жорсткості та математичну модель стрибкоподібної деформації для підвантажуваної системи і сформульовано кінетичні умови руйнування при ПТ, розроблено рекомендації по нормуванню жорсткості системи навантажування та швидкості деформування при стандартних випробуваннях металів на розтяг за температур 4,2 К.

Вплив вказаних чинників досліджувався з урахуванням стадійності процесу накопичення пластичної деформації (докритична стадія однорідного деформування, втрата стійкості процесу, власне стрибок деформації і стадія подальшого вже неадіабатичного деформування відразу після завершення стрибка). Таке дослідження дозволило відповісти у числі інших на наступні важливі питання: чи відбудеться реалізація ефекту ПТ; чи можливе руйнування у процесі стрибка або після його завершення; як зміняться параметри ПТ та стандартні механічні характеристики матеріалів під впливом даних чинників.

На докритичній стадії, що характеризується інтенсивним зміцненням, коли навантаження невпинно зростає, система зразок-машина знаходиться у рівноважному стані і жорсткість системи не впливає на деформаційну поведінку матеріалу. Такий вплив реалізується відразу після втрати стійкості деформації у процесі кожного стрибка. При зниженні жорсткості збільшується потенційна пружна енергія системи і відповідно - робота деформування , відтак збільшується стрибкоподібне видовження та деформація і зменшується загальна кількість стрибків. Це підтверджено результатами експериментів, у ході яких змінювали жорсткість системи навантаження і відповідно системи зразок-машина. При її зменшенні змінюється вигляд діаграми деформування, що проявляється в її укороченні і зменшенні нахилу спадаючих ділянок. Відповідно значно знижуються відносні видовження , відносні числа стрибків при збільшенні і практичній незмінності амплітуди стрибків напруження . Вказані залежності на прикладі сталі 03Х20Н16АГ6 наведено на рис. 4, де характеристики віднормовані по вихідним даним, отриманим при =12 МН/м. Для сталі 12Х18Н10Т і титанового сплаву 3М отримано подібні залежності. При цьому у всіх матеріалів границі плинності не змінюються, а зниження границь міцності становить 5 %. Отримані залежності відношень механічних характеристик до їх вихідних значень від жорсткості при її зменшенні мають вигляд:

, ,

де характеристики матеріалу - сталі, . Для сталі 03Х20Н16АГ6 маємо =0,5; =0,35; =0,54.

Вплив жорсткості на характер руйнування металів виявляється в тому, що при її зниженні воно вже не відбувається шляхом відриву у верхній точці останньої ділянки пружного деформування, а реалізується у процесі останнього стрибка по так званому механізму адіабатичного зсуву, причому у непідвантажуваній системі тільки за рахунок запасу пружної енергії. Для даного рівня міцності і ресурсу пластичності матеріалу такий вид руйнування стає можливим при зниженні модуля деформаційного зміцнення та (або) зниженні жорсткості системи

Граничні випадки щодо жорсткості системи дозволяє дослідити математична модель стрибкоподібної деформації. Аналіз показує, що коли , де - модуль пружності матеріалу, деформація має порядок 10-3, а загальне число стрибків до руйнування зразка - 103. Якщо , то і , тобто навантаження не релаксує. У цьому випадку розв'язок рівняння (6) відрізняється від "звичайного" тим, що , тобто зменшується у кілька разів. Відповідно зростає амплітудне значення деформації , а руйнування стає можливим вже на першому стрибку. Цей випадок багато у чому аналогічний розвиткові стрибка деформації при навантажуванні підвісним вантажем, оскільки жорсткість цієї системи є нульовою. Такий процес також досліджено за допомогою відповідної математичної моделі. Її основне рівняння зводилося до (6) з тією різницею, що:

, ,

де - маса вантажу, - прискорення сили тяжіння.

У підвантажуваній системі виникає ще один чинник - швидкість деформування або навантажування, що на відміну від жорсткості може впливати на характер деформації на всіх стадіях її розвитку. Так, у загальному випадку на стадії однорідної деформації, яка передує ПТ, швидкість деформування , що задається системою навантажування, визначає потужність тепловиділення у об'ємі робочої частини зразка і відповідний приріст його температури . З рівняння енергетичного балансу у вигляді , де - площа поверхні робочої частини зразка, - коефіцієнт тепловіддачі, що залежить від режиму кипіння холодоагенту, для умов теплової рівноваги () отримуємо співвідношення:

(11)

Якщо величина стає рівною температурній границі існування ефекту ПТ, то відповідне значення , тобто є критичним. Для базових зразків сталей і титанового сплаву розрахунок дає =(4,0…7,7).10-3 с-1, причому значення тим менше, чим міцніше матеріал. Як показали експерименти при =4,2 К, в цьому інтервалі ефект ПТ повністю гальмується і діаграми деформування стають плавними. Це викликає значну зміну механічних характеристик матеріалів - границі міцності зменшуються приблизно на 20 %, відносні видовження до 2 разів, але границі плинності залишаються практично на одному рівні. Аналогічні зміни характеру деформування відбуваються і в м'якому режимі навантажування при перевищенні критичної величини швидкості навантажування , яку можна приблизно визначити, як , приймаючи значення сталим. За допомогою рівняння (11) можна розрахувати граничні швидкості деформування, , за яких і в середовищі рідкого гелію зберігається найбільш інтенсивний режим теплообміну, що гарантує реалізацію ефекту ПТ. Такі залежності для циліндричних зразків використовувалися у запропонованому підході до нормування умов стандартних випробувань на розтяг за температури 4,2 К.

Для зразків діаметром до 5 мм нормативна швидкість становить 2.10-3 с-1. У випадку, кjли стадія однорідної деформації відсутня, чинник підвантажування не обмежує можливість реалізації стрибка деформації, але може суттєво впливати на її величину та кінетику. Для дослідження цього випадку побудовано математичну модель стрибка у вигляді рівняння , де , або відповідно для жорсткого та м'якого режимів навантажування, - швидкість переміщення рухомої тяги машини, - швидкість навантажування. Його розв'язок для умов експерименту на установці УМН-10 можна дати, як , де - описується рівнянням (7), а:

.

Дослідження моделі, проведене на прикладі зразків сталі 03Х20Н16АГ6, показує, що цей розв'язок має помітні неформальні відмінності (), лише коли номінальна швидкість деформування перевищує 30.10-3 с-1 . З оглядом на те, що стандартна швидкість 1,7.10-3 с-1 , систему зразок-машина в умовах статичного розтягу можна розглядати як непідвантажувану і використовувати відповідну математичну модель. При наявності суттєвого чинника підвантажування отримано кінетичний критерій руйнування у процесі стрибка у вигляді , або для жорсткого режиму:

, (12)

де , - довжина робочої частини зразка. Оцінка дає 1 с-1, що виходить далеко за межі діапазону статичних швидкостей.

Після завершення стрибка ПТ вплив зовнішньої дії може стати дуже суттєвим навіть при відносно малих значеннях , оскільки хід подальшого процесу деформування - вже неадіабатичного - визначається співвідношенням інтенсивностей зміцнення матеріалу за рахунок охолодження та інтенсивності геометричного знеміцнення в утворюваній шийці. Маємо другий кінетичний критерій руйнування у вигляді:

, (13)

де , - швидкість охолодження. Додатковою умовою руйнування є нерівність . У типових випадках має порядок 10-2 с-1. Таким чином, у загальному випадку при статичному навантаженні можна виділити три головні критичні швидкості навантаження. Перша забезпечує повну реалізацію ефекту ПТ, друга - його повне пригнічення і третя - руйнування після завершення стрибка деформації. Ці швидкості у значній мірі залежать від характеристик охолоджуючого середовища, а саме та .

Для несівних елементів надпровідних магнітних систем важливим експлуатаційним фактором є магнітне поле. У розділі наведено дані щодо впливу цього фактору на деформаційну поведінку металевих матеріалів, пов'язаного з ефектом ПТ. Зокрема показано, що магнітне поле спричиняє виникнення "передчасного" стрибка деформації, який ініціюється завдяки термічному ефекту поля в умовах глибокого охолодження. При цьому такі стрибки реалізуються навіть при дії відносно слабких імпульсів поля, а також у сталих магнітних полях, у разі раптової втрати соленоїдом надпровідності. Необхідно особливо виділити випадок, коли глибокий стрибок з'являється при відсутності рівномірної пластичної деформації. Напруження, за якого вже не реалізується ініційований стрибок, відповідає рівню нижньої точки зубця. Для даного випадку, який ілюструє рис. 6, величину небезпечного напруження при дії поля можна представити по нижньому рівню, як:

. (14)

Аналогічний прояв впливу магнітного поля спостерігається в умовах концентрації напружень.

6. Результати дослідження комплексного впливу умов навантажування та конструкційно-технологічних факторів на міцність, деформативність, руйнування, механічні характеристики матеріалів

Показано, що нестабільність деформації спричиняє суттєві зміни характеру їх впливу. Досліджено можливості запобігання ефекту низькотемпературної ПТ та мінімізації його негативних наслідків, розроблено рекомендації щодо удосконалення методу стандартних випробувань металів на розтяг в умовах глибокого охолодження шляхом оптимізації нормування умов навантажування та вибору типорозмірів зразків.

Для випробувань використовувались вихідні циліндричні п'ятикратні зразки, попередньо продеформовані за кімнатної температури розтягом (0,30), стиском (=0,03), крученням (відносний кут закручення 90 рад/м), поверхневим наклепуванням. Випробування на розтяг проводили за температури 4,2; 77 та 293 К. Жорсткість системи навантажування складала 14,5 МН/м, номінальна швидкість деформування - 1,6.10-3 с-1. Додаткові випробування виконано при інших значеннях. Якщо у недеформованих зразків стабільна ПТ починається після невеликої ділянки однорідної деформації, то при наявності механічної обробки перший стрибок деформації з'являється відразу після пружного деформування, а його амплітуда швидко зростає із збільшенням .

Оскільки при створенні кріогенної техніки, особливо надпровідних магнітних систем енергетичних об'єктів виникає проблема повного використання ресурсу міцності матеріалів, досліджено можливості, які дає поєднання чинників деформаційного та низькотемпературного зміцнення. Експерименти показали, що сукупне зміцнення по границі плинності може досягати 270 %, навіть при помірній величині =0,1. Інші матеріали мають дещо нижчі показники зміцнення, а найбільші показники досягнуті при попередньому розтязі і крученні (табл. 3).

Таблиця 3. Зміцнення матеріалів в оцінці в результаті попередньої механічної обробки та охолодження

Наявність і вид попередньої	03Х13АГ19	12Х18Н10Т	Сплав 3М
деформації	293 К	77 К	4,2 К	293 К	77 К	4,2 К	293 К	77 К	4,2 К
Кручення	1,56	2,62	3,08	1,05	1,24	1,56	1,03	1,56	1,82
Поверхневе наклепування	1,28	2,26	2,70	1,00	1,15	1,44	1,01	1,51	1,80
Стиск	0,77	1,40	2,41	0,87	0,92	1,16	0,95	1,27	1,75
Розтяг	1,64	2,50	3,21	1,21	1,49	1,60	1,18	1,73	2,04
Вихідний стан	1,00	1,89	2,20	1,00	1,15	1,29	1,00	1,51	1,68

У порівнянні з іншими видами механічної обробки характер температурної залежності попередньо стиснутих зразків дещо відрізняється у зв'язку з проявом ефекту Баушингера - при прикладанні навантаження протилежного знаку. Найбільше зниження границь текучості спостерігається за температури 77 К. Однак при цьому для всіх матеріалів, крім сталі 12Х18Н10Т, різниця за температури 4,2 К стає додатною, тобто ефект Баушингера не тільки не реалізується, а стає аномальним, що може знайти пояснення у зміні механізму деформування - появі ПТ. Дослідження сумісного впливу попередньої деформації і жорсткості системи показало, що зменшення останньої удвічі при =0,1 призвело до зменшення відносного видовження зразків сталі 03Х20Н16АГ6 майже на 30 % і числа стрибків - у два рази у порівнянні з недеформованими зразками.

Дуже суттєвим виявився і вплив швидкості деформування, оскільки при наявності попередньої деформації має місце зниження модуля та безпосередній перехід від пружного деформування до стрибкоподібної течії, і у відповідності з кінетичним критерієм (13) з'являється вірогідність руйнування після завершення першого стрибка, яка підвищується з зростанням та . Виняток становлять метастабільні аустенітні сталі, зокрема 12Х18Н10Т, а також 03Х13АГ19 і тому у них, на відміну від титанового сплаву 3М, а також сталі 03Х20Н16АГ6, не виникає подальшої локалізації деформації після завершення стрибка.

Вплив масштабного фактору на міцність та деформативність матеріалів пов'язують із статистичними, технологічними, механічними і енергетичними чинниками. Останні, як показано вище, грають особливо велику роль у процесі ПТ. Очевидно, що запас пружної енергії системи зразок-машина залежить від силового ланцюга і розмірів зразка, як заключної ланки. Діючим стандартом на метод випробування металів на розтяг жорсткість машини не регламентується, а стандартні зразки мають широкий спектр типорозмірів (=5…79 мм2). З оглядом на це вирішувалась задача оцінки прояву масштабного ефекту і оптимізації вибору типорозмірів стандартних зразків для випробувань в умовах глибокого охолодження. Експерименти проводилися при =4,2 К ( також 77 та 293 К), =1,6.10-3 с-1 , =14,5 МН/м. Вихідні дані отримано на базових циліндричних зразках. Зменшення на порядок площі не призводить до змін механічних характеристик матеріалів при температурах 293 і 77 К, в той час як при =4,2 К їх зміни вельми значні. Так, відносне видовження зразків сталі 03Х20Н16АГ6 зменшується удвічі, а у сталі 12Х18Н10Т спостерігається зростання характеристик міцності до 38 %, що можна пояснити більш повним мартенситним перетвореням при ПТ.

Для приведення умов ПТ у енергетичну подібність розроблено безрозмірний критерій у вигляді , де , - радіус зразка, - коефіцієнт жорсткості, який для 5-кратного циліндричного зразка становить , , - загальна деформація зразка, що відповідає границі міцності. Енергетична подібність ПТ зразків різних матеріалів і розмірів забезпечується за умови шляхом регулювання жорсткості машини у відповідності з залежністю . Співставлення результатів випробувань різних матеріалів в умовах енергетичної еквівалентності являє інтерес при вивченні явища ПТ. Очевидно, що у зв'язку з значним посиленням проявів масштабного ефекту в умовах низькотемпературної нестабільності деформації, для отримання зіставлюваних результатів стандартних випробувань металів на розтяг необхідно значно звузити спектр типорозмірів зразків з обoв'язковим нормування жорсткості випробувальної машини. Вона має бути обмеженою знизу такою величиною, яка для переважної більшості матеріалів дозволяє виявити максимальні або близькі до них значення характеристик міцності та пластичності, =14 МН/м.

Для дослідження механічних властивостей матеріалів при наявності концентраторів напружень в умовах нестабільності деформації використовувалися плоскі зразки сталей 12Х18Н10Т і 03Х20Н16АГ6, та циліндричні зразки останньої діаметром 5 м з кільцевою виточкою глибиною 1 мм і радіусом в її вершині від 0,1 до 2 мм, а також подібні зразки з кільцевими тріщинами втоми. Крім того, випробувались зразки сталі с регулярним концентратором напружень - різьбою. Температура випробувань складала 4,2; 77 та 293 К. Визначалася границя міцності , опір відриву , відносне звуження , а при = 4,2 К - і напруження границі ПТ . За цієї температури, на відміну від двох вищих, ділянки плавного зміцнення на діаграмі деформування не існує, оскільки ПТ починається раптово. Характеристики міцності у залежності від коефіцієнту концентрації напружень не змінюються монотонно, виходячи на насичення, а відрізняються різкими перегинами. Ці зміни відбуваються при переході величин від 1,54 до 1,45, та від 2,75 до 3,60, а - від 2,0 до 1,5 мм та від 0,25 до 0,10 мм, і пов'язані з реалізацією ПТ та її особливостями. А саме, при вказаних переходах відбувається зміна числа стрибків деформації - від 2 до 1 та від 1 до 0. Найбільшої величини досягає при =0,25 мм, а локального максимуму - при =2,0 мм - відповідно 2420 та 2140 МПа. Напруження , що відповідає початку стрибка, зростає лінійно. Очевидно, що зростання границі міцності пов'язане з числом і відбувається за рахунок посилення деформаційного зміцнення у зоні концентратора. Слід зазначити, що для плоских зразків величини значно менші від циліндричних, а для сталі 12Х18Н10Т при переході до гострого надрізу =0,1 мм за температур 77 та 4,2 К відбувається зниження характеристики відповідно на 36 % і 46 %, що пов'язано з мартенситними перетвореннями. Для зразків з різьбою на робочій частині при нестабільному розвитку деформації спостерігається значне зниження відносного видовження - більш ніж удвічі у порівнянні з вихідними зразками.

Також випробовувались на статичний розтяг зразки з максимально гострим концентратором - тріщиною. За температури 4,2 К циліндричні зразки з кільцевою тріщиною руйнуються на стадії пружного деформування - на відміну від компактних зразків, у котрих має місце формування пластичної зони по механізму ПТ. Величина номінального руйнівного напруження , що відповідає як , так і , складає 2510 МПа, тобто подальше збільшення концентрації напружень вже не призводить до значної зміни цих характеристик.

Таким чином, головною особливістю низькотемпературного деформування матеріалу в умовах концентрації напружень є безпосередній перехід від пружної деформації до стрибкоподібної течії, зниження числа стрибків деформації із зменшенням радіусу концентратора, що суттєво впливає на характеристики міцності, пригнічення ефекту ПТ, квазікрихке руйнування зразків з кільцевою тріщиною або гострим глибоким надрізом. Дія імпульсного магнітного поля напруженістю до 20 МА/м спричиняє появу "передчасного" стрибка або руйнування зразка в разі наявності гострого концентратора. Однак існує деяке порогове значення номінального напруження, нижче якого дія магнітного поля вже не викликає появи стрибка або руйнування:

, (15)

де - амплітуда стрибка. Співвідношення (15), аналогічне (14), визначає небезпечне номінальне напруження при дії магнітних полів в умовах концентрації напружень і нестабільності деформації. Для зразків сталей з концентраторами напружень зменшення характеристики при дії сильних імпульсних магнітних полів за температури 4,2 К може досягати 20 %.

Слід особливо підкреслити, що аномально великий вплив на механічні характеристики металів таких розглянутих чинників, як жорсткість системи навантажування, швидкість деформування, розміри зразків та інших має місце лише при виникненні ефекту низькотемпературної ПТ. Тому особливо велике значення має проблема науково обґрунтованого нормування вказаних чинників, у тому числі оптимального вибору форми зразків для отримання зіставлюваних значень стандартних характеристик, які адекватно відображають механічні властивості металів в умовах глибокого охолодження. Діючим стандартом регламентується рівноправне використання зразків різної форми. Оскільки ПТ супроводжується появою численних шийок, проведено аналіз напруженого стану, що виникає у шийках циліндричних та плоских зразків досліджуваних матеріалів, серед яких найбільш виражені шийки утворюються у зразків сталі 03Х20Н16АГ6. Співвідношення напружень, що виникають у центрі найменшого перетину типової шийки, визначали по методу Бріджмена з урахуванням дії двох систем напружень - сталої компоненти напружень, що діє по повздовжній вісі зразка, та змінної компоненти - гідростатичного розтягувального напруження. Розрахунки показали, що в шийках плоских зразків виникає досить жорсткий напружений стан, а для циліндричних зразків він порівняно мало відрізняється від лінійного. Для них внесок гідростатичних розтягувальних напружень до величини коефіцієнту жорсткості напруженого стану удвічі менший, ніж для плоских.

Внаслідок зазначеної відмінності умов розвитку пластичної деформації зразків різних типів значно відрізняються як параметри ПТ, так і механічні характеристики даного матеріалу, отримані на різних зразках. Найбільш чутливою щодо форми зразка характеристикою є відносне видовження, що змінюється у 1,8…2,5 рази (відповідно для сталі 03Х20Н16АГ6 і титанового сплаву), причому при переході від циліндричного до плоского зразка - у бік зниження. Виняток знову ж таки становить метастабільна сталь 12Х18Н10Т, для якої вказана характеристика дещо збільшується. На підставі проведених досліджень у разі, коли не йдеться про тонколистові матеріали, зроблено висновок про необхідність вилучення плоских зразків з номенклатури типорозмірів для стандартних випробувань при 30 К.

Можливості уникнення стрибкоподібного розвитку деформації здійснюються при невиконанні одного з основних критеріїв реалізації ефекту ПТ шляхом підвищення експлуатаційної температури вище критичної, застосування матеріалів з великим модулем деформаційного зміцнення, армування несівних елементів високоміцними неметалевими матеріалами. Та найбільш ефективним шляхом є, поряд з підвищенням точності розрахунків напружено-деформівного стану конструкції, призначення оптимальних рівней допустимих напружень з урахуванням специфіки деформації в умовах глибокого охолодження.

7. Критичний аналіз існуючих методів врахування низькотемпературного зміцнення при розрахунках міцності кріогенних конструкцій

Обґрунтовано вибір небезпечних напружень, розроблено інженерний метод нормування міцності в умовах низькотемпературної нестабільності деформації металів.

При призначенні допустимих напружень для елементів кріогенних конструкцій виникають значні труднощі, пов'язані з вибором коефіцієнтів запасу, оскільки зниження конструкційної міцності за низьких температур в порівнянні з міцністю стандартних зразків стає значно більшим, ніж за кімнатних температур. А в умовах глибокого охолодження, у зв'язку з зміною механізму деформування металів, проблематичним стає і вибір небезпечних напружень, якими традиційно послуговують і границі міцності. Так, за температур нижче 30 К ця характеристика не може достатньо адекватно відображати властивості матеріалу, а її величина стає дуже залежною від жорсткості випробувальної установки, швидкості деформування, розмірів зразка тощо. На відміну від неї, границя плинності визначається в ізотермічних умовах, коли температура зразка відповідає номінальній, та в умовах однорідності деформації, і її величина практично не залежить від вказаних чинників при стандартних випробуваннях. Тому саме ця характеристика може бути обрана як небезпечне напруження у разі, коли появі ПТ передує стадія квазігомогенної, або однорідної деформації. Та для високоміцних конструкційних сплавів, що звичайно підлягають попередній механічній обробці, найбільш типовим є випадок, коли стрибкоподібна деформація виникає відразу після пружної ділянки діаграми.

Для несівних елементів деяких кріогенних конструкцій, у тому числі з надпровідними магнітними системами, у процесі експлуатації є неприпустимою поява залишкових деформацій, в інших випадках вона суворо обмежена. В цьому відношенні особливу небезпеку становить можливість розвитку стрибкоподібної пластичної деформації, що означає раптову втрату несівної спроможності елементу. Її причиною може бути поява надмірної деформації, значні динамічні навантаження, руйнування. Напруження , що відповідає початку стрибка, є критичним, а умовою досягнення граничного стану по розвитку стрибкоподібної деформації є співвідношення . Величина критичного напруження відзначається деякою невизначеністю - вона може бути вищою, або нижчою у залежності від рівня вібрації установки, дії інших зовнішніх чинників. Ініціювання "передчасного" стрибка можливе в результаті дії імпульса енергії - теплової, електромагнітної, механічної, імпульсного підвантаження зразка тощо. Як показали проведені експерименти, напруження, за якого "передчасний" стрибок деформації стає неможливим, відповідає рівню нижнього зубця, рис. 10, в, і величина є верхньою границею діапазону небезпечних напружень. Враховуючи ці особливості реалізації та ініціювання ПТ, у розглянутому випадку величина небезпечного напруження визначається як , тобто у вигляді (14). Небезпечне напруження є основою для розрахунку допустимого, що порівнюється з еквівалентним . Останнє визначається згідно рівняння еквівалентності, що у вигляді критерія Писаренка-Лебедєва регламентують стандарти, розповсюджені на розглянуту область температур. Величина стрімко зростає з збільшенням попередньої деформації. Для сталі 03Х20Н16АГ6 при =0,1 вона досягає 85 МПа. Зазначимо ще одну важливу особливість критичного напруження - воно визначається як чисто силова характеристика без допуску на залишкову деформацію. Відомі методи нормування міцності матеріалів для діапазону кріогенних температур можна поділити на три види. Один з них був уперше представлений РТМ 56-60 для пластичних в умовах експлуатації матеріалів. Розрахункова формула включає границі міцності та плинності для кріогенної температури, а коефіцієнти запасу міцності - для кімнатних умов, тобто незіставлювані параметри. Щоб усунути цей принциповий недолік, у тимчасових нормах розрахунку термоядерного реактора ІТЕР вводять додаткові коефіцієнти, які проте дають дуже значне збільшення запасу. Третій підхід, реалізований у галузевому стандарті ОСТ 26-04-2585-86, дозволяє враховувати низькотемпературне зміцнення матеріалів більш обґрунтовано, а саме - введенням поправок, що залежать від енергопоглинаючої спроможності матеріалу. При цьому для всіх методів характерно використання обох основних характеристик міцності, як небезпечних напружень. Запропонований у даній роботі метод також ґрунтується на введенні низькотемпературних поправок до допустимого напруження для кімнатної температури , але на відміну від відомих враховує нестабільність розвитку деформації конструкційних сплавів. Це урахування здійснюється відповідним вибором небезпечних напружень і коефіцієнту енергопоглинання . Він визначається по нижній огинаючій зубців діаграми деформування за тим же принципом, що застосовано до напруження , оскільки величина під дією ряду факторів, зокрема періодично повторюваних імпульсів магнітного поля, може знижуватись на величину амплітуди стрибка. З оглядом на приведені міркування для розрахунків допустимих напружень отримано співвідношення:

(16)

(17)

Параметр , що характеризує енергопоглинальну здатність матеріалу при пластичному деформуванні і накопичувану ним пружну енергію, визначається як:

(18)

(19)

де та - напруження та деформація, що відповідають максимуму нижньої огинаючої зубців діаграми деформування за даної кріогенної температури , - деформація, що відповідає досягненню границі міцності .

Також шляхом врахування специфіки розвитку деформації металів при реалізації ефекту ПТ у роботі дістав подальшого розвитку розроблений раніше в Інституті проблем міцності ім. Г.С.Писаренка НАН України метод нормування міцності матеріалів в умовах глибокого охолодження та дії магнітних полів. Запропоновані нові розрахункові співвідношення мають вигляд:

(20)

- для зміцнених матеріалів та:

(21)

- для інших матеріалів, де - коефіцієнт пропорційності, , - максимальна величина напруженості магнітного поля, - максимальна швидкість змінення напруженості, - радіус поперечного перерізу або характерний розмір елементу. Формули (20), (21) поширюються як на сильні, так і відносно слабкі магнітні поля, причому перша складова у фігурних дужках у (20) враховує можливість знеміцнення матеріалу, що перевищує величину , тобто при дії дуже сильних полів.

У табл. 4 зіставлені допустимі напруження для аустенітних сталей та титанового сплаву, розраховані різними методами.

Таблиця 4. Механічні характеристики та допустимі напруження для конструкційних матеріалів за температури 4,2 К

Матеріал	Механічні характеристики	Допустимі напруження, МПа
	, МПа	, МПа	, %
12Х18Н10Т	542	1550	33	294	302	361	300
03Х13АГ19	920	1283	30	345	379	562	376
03Х20Н16АГ6	1190	1640	35	396	510	683	491
3М	920	1320	18	408	457	550	450

Примітка. Індекси 1,2,3 позначають відповідно методи розрахунку по ОСТ 26-04-2585-86, запропонованому по (16) та по РТМ 56-60.

Розрахунок по формулі (17) на прикладі сталі 03Х20Н16АГ6 показує, що при наявності навіть відносно малої попередньої деформації (=0,05) допустиме напруження зростає на 13 % і досягає 577 МПа. Допустиме напруження в умовах дії магнітного поля з базовими параметрами = 8 МА/м, = 8 МА/м.с, = 0,1 м відповідно до (21) становить 491 МПа, тобто має місце деяке зниження, пов'язане із знеміцнюючою дією несталого магнітного поля.

Окремо для даної сталі, що показує найбільше зростання допустимих напружень із зниженням температури і яка є найбільш перспективним конструкційним матеріалом для несівних елементів надпровідних магнітних систем, проведено порівняльні розрахунки по всім відомим методам, що розповсюджуються на температурний рівень = 4,2 К (табл. 5).

Таблиця 5. Допустимі напруження для сталі 03Х20Н16АГ6 при = 4,2 К, розраховані запропонованим (1) та відомими (2-6) методами

, МПа	, МПа	, МПа	, МПа	, МПа	, МПа	, МПа
510	389	396	492	683	793	540 ...