CC BY
74
УДК 669.018+ 669.224+ 539.3
АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ ТЕРМОЦИКЛИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ ПОСРЕДСТВОМ ТЦ-КАРТ И ПРОБЛЕМЫ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕРМИЧЕСКОЙ УСТАЛОСТИ МАТЕРИАЛОВ
© 2014 Е.А. Тихомирова1, Е.Ф. Сидохин2
Открытое акционерное общество «КЛИМОВ», г. Санкт-Петербург 2«КБ Рентгеновские приборы», г. Санкт-Петербург
Предлагается использовать для анализа, в том числе при подготовке эксперимента и выборе режимов в исследованиях термической усталости материалов, ТЦ-карты, которые дают наглядное представление о развитии деформации в ходе термоциклических испытаний. На ТЦ- карте должны быть нанесены кривые температурной зависимости упругой деформации еущ,=/(Т), соответствующей пределу упругости или пределу текучести исследуемого материала, и кривые изменения с температурой в ходе нагрева или охлаждения величины свободной термической деформации е0=(р(Т), которая вследствие стеснения полностью или частично преобразуется в упругопластическую деформацию Ле= ç>(T), являющуюся суммой упругой gynp и пластической йп | деформации. В качестве примера приведены ТЦ-карты сплавов ЖС6Ф, ЖС32, ЖС36, ВКНА-1В и ЭИ867, используемых в производстве авиационных двигателей. Применение ТЦ-карт иллюстрируется на примере анализа опубликованных результатов испытаний сплавов ЖС6Ф и ВКНА-1В и наглядно показывает динамику развития деформации в опытах с полным стеснением и при испытаниях по методу варьирования жёсткости нагружения. ТЦ-карты дают информацию о величине пластической деформации в нулевом полуцикле, величину пластической деформации в цикле, температуру начала пластической деформации в цикле, а также помогают по-новому взглянуть на результаты проведённых ранее испытаний и сделать заключение о целесообразности корректировки режимов испытания и наметить пути исследования жаропрочных сплавов для оценки их термоусталостной долговечности.
Термическая усталость, термоциклические испытания, пластическая деформация.
Термическая усталость (ТУ) являет- скими напряжениями в крайних точках
ся важной проблемой современной техни- термического цикла и с внешним силовым
ки, работающей в экстремальных услови- воздействием.
ях. Изделия из жаропрочных материалов Исследования термической устало-подвергаются в процессе эксплуатации сти производят главным образом как про-сложному температурно-силовому воз- цесс, развивающийся в ходе изменения действию, которое часто является перио- температуры [2, 3]. Основой тому послу-дическим. Прогрессирующее разрушение жила установленная Коффиным [4] завив ходе повторного нагрева и охлаждения симость долговечности (число циклов до деталей называют термической устало- разрушения N) от пластической деформа-стью. Это «неизотермичекое малоцикло- ции (еПл) в цикле (вида enjiA'K=const) и вое разрушение, как считают, обусловле- предложенная методика термоцикличе-но стеснением температурной деформа- ских испытаний.
ции различных участков материала или Этот метод, равно как и его развитие
детали» [1]. Данное определение предпо- - метод варьируемой жёсткости нагруже-
лагает два возможных варианта развития ния [5], даёт информацию о сопротивле-
разрушения. С одной стороны, разруше- нии термической усталости различных
ние является следствием процессов, про- материалов, но не конкретных изделий,
исходящих во время изменения темпера- поскольку не учитывает роли формы из-
туры при нагреве и охлаждении. С другой делий и условий их работы. Разрабатывая
стороны, это результат процессов, кото- принципы моделирования термической
рые развиваются при верхней температуре усталости, C.B. Серенсен и П.И. Котов [5,
цикла, и связаны с температурной зави- 6], а также Г.Н. Третьяченко с соавторами
симостью свойств материала, с термиче- [3] указывают, что основное требование к
образцам для испытаний - возможность воспроизведения в их рабочей части реальных условий нагружения материала. Однако на практике во всех исследованиях учитывают только максимальную температуру работы материала изделий в эксплуатации.
При термоциклических испытаниях (ТЦ) принято производить нагрев образца в его рабочей части пропусканием электрического тока с пилообразным циклом изменения температуры либо с выдержкой при верхней температуре цикла. Поскольку применяют достаточно высокие скорости изменения температуры в полуциклах нагрева (50... 100°С/с) и охлаждения (Ю...40°С/с) [1,7], достигаемые скорости деформации составляют 10 ...1(Г с"1, т.е. примерно такие же, как при механических испытаниях с задаваемой скоростью деформации, и в той же последовательности этапов упругой и пластической деформации [8-10]. При этом свой вклад на обоих этапах вносят температурная зависимость модуля упругости Е(Т) и предела текучести от(Г) (или о^(Т)\ а также специфические особенности и различия упрочнения при верхних и нижних температурах цикла. Важно отметить существенное отличие условий протекания структурных изменений в ходе пластической деформации при нагреве, где большое значение имеет переход в разупоря-доченное состояние и влияние активаци-онных процессов. При этом в силу цикличности каждый раз при нагреве высокотемпературная деформация протекает в материале со структурой, сформировавшейся при холодной деформации, тогда как при охлаждении деформируется материал, подвергнутый в полуцикле нагрева термообработке при очень высокой температуре и под напряжениями. В связи с этим требует должного внимания протяжённость температурных диапазонов, в которых протекает пластическая деформация при нагреве и при охлаждении. Однако в опубликованных материалах термоциклических испытаний этот параметр даже не упоминается. При этом заметим,
что в ряде работ [1, 4, 8, 9] при объяснении природы термической усталости вспоминают эффект Баушингера, который говорит об изменении предела текучести материала от(Т) при смене знака деформации. В ходе циклических нагревов, с которыми связана ТУ, имеет место смена знака (сжатие при нагреве и растяжение при охлаждении). Однако при ТЦ испытаниях пластическая деформация сжатия и растяжения происходит в области разных температур, где в силу особенностей температурной зависимости ст^П) может не только уменьшаться, но и значительно увеличиваться, как, например, у ряда жаропрочных сплавов на никелевой основе.
Температурный интервал ненулевого полуцикла (Гтах-^-Гшт) включает три этапа: снятие упругой деформации, достигнутой в предшествующем полуцикле; рост упругой деформации противоположного знака до уровня, соответствующего пределу упругости материала (ооо5(ТО, этап пластической деформации. Протяжённость каждого из этапов зависит как от свойств испытываемого материала, так и от условий нагружения, в частности жёсткости стеснения.
Чтобы получить наглядное представление о развитии деформации в ходе изменения температуры при различных режимах нагрева и охлаждения, предлагается строить диаграммы (будем называть их ТЦ-картами). На ТЦ-карте должны быть нанесены кривые температурной зависимости упругой деформации еупр=/(Т), соответствующей пределу упругости или пределу текучести исследуемого материала (при отсутствии данных о пределе упругости), и кривые изменения в ходе нагрева или охлаждения упругопластиче-ской деформации Ае=(р(Т), в которую преобразуется полностью или частично стеснённая свободная термическая деформация £о=<р(Т). Упруго пластическая деформация Ае=(р(Т) является суммой упругой £уПр и пластической епл деформации.
Метод построения ТЦ-карт и анализ с их помощью результатов термоциклических испытаний, выполняемых методом
Коффина, рассмотрим на примере сплава ВКНА-1В [7]. Испытания были проведены на монокристальных образцах с ориентировкой оси нагружения [001], [111] и [011] в режиме полного стеснения свободной термической деформации (С~оо) Ае=ео с минимальной температурой цикла rmin=100°C и максимальной Гшах=850, 1050 или 1100°С. Нагружение в нулевом полуцикле производили при температуре 7н=0.5(Гтах + rmin), т.е. при 475, 575 и 600°С.
Построение ТЦ-карт рассмотрим на примере образцов ориентировки [011]. Значения упругой деформации =от(Т)1Е(Т), соответствующие пределу текучести о mil) и необходимые для построения зависимости eynp=f(T), приведены в табл. 1, а её графики - на рис.1: при нагреве (а) и при охлаждении (б).
В табл. 2 приведены результаты расчёта свободной термической деформации
Таблица 1 - К расчёту synv~f(T) для ориентиров]
ео=«срАГ=аср(Г-2500С), которая целиком преобразуется в Ае=еуПр+£пл, в ненулевом полуцикле испытаний при нагреве от Гт;п=100°С до Гтах=850, 1050 и 1100°С. Приведены также значения среднего коэффициента линейного расширения аср в интервале 250°С). Упругая деформация растяжения от предшествующего полуцикла охлаждения при Г=100°С составляет Ае=еуПр=о'02( 100° С)/Е( 100 ° С)=0.19%. Она полностью снимается Ае(250°С)=0 при нагреве до 250°С. График Ае=(р(Т) ненулевого полуцикла нагрева представлен на рис.1 штриховой линией (с). Те же данные для нулевых полуциклов нагрева в диапазоне Гт;п^Гтах: 475^850, 575^1050 и 600^1100°С приведены в табл. 3 и в виде штриховых линий й?, / g на рис.1. Значения аср соответствуют интервалам уП11П^/:
оси нагружения [011]
Г, °с 20 100 250 400 600 800 850 900 1000 1050 1100
<702,МПА 348 403 485 568 678 790 768 745 525 454 392
Е, ГПА 221 215 206 198 186 175 166 158 146 140 135
О 0/ 0упр, /о 0.16 0.19 0.23 0.29 0.36 0.45 0.46 0.47 0.36 0.32 0.29
Таблица 2 - К расчёту Ае=е0=«сР (Г-250°С), где аср в интервале (7<-»250°С)
Г,° С 20 100 250 400 600 800 850 900 1000 1050 1100
аср,10"6гр" - 12.7 - 13.6 14.2 14.7 14.7 15.4 15.9 15.9 16.4
Ае,% - 0.19 0 -0.2 -0.5 -0.81 -0.88 -1 -1.19 -1.27 -1.39
Таблица 3 - К расчёту As нулевых полуциклов нагрева от Гтт=0.5(Гтах-100)
1 min 1 max 475~850°С 575~1050°С 600~1100°С
г,° с 475 750 850 575 850 1050 600 875 1100
асрДО^гр"1 - 15.6 16.2 - 16.5 18.1 - 17.0 18.2
As ,% 0 -0.43 -0.61 0 -0.45 -0.86 0 -0.47 -0.91
ТЦ-карты монокристальных образцов сплава ВКНА-1В приведены на рис.2. Изменение Ае=ео при охлаждении от 7тах=850, 1050 и 1100°С показывают кривые с1, g (сплошные) на рис.2. Результаты расчёта даны в табл. 4.
Как видно из рис.1 и 2а, увеличение температуры Гн, при которой производили нагружение, сопровождается уменьшени-
ем величины £пл при Гшах. Поэтому, подбирая Гн, можно добиться, чтобы £Пл была одинаковой в нулевом и последующих полуциклах, что позволит устранить влияние обычно сильно завышенной в нулевом полуцикле величины еПл на результаты испытаний - определяемую долговечность N. Отметим также, что динамика развития деформации в ненулевых полуциклах не зависит от Гн, т.к. положение
всех опорных точек диаграммы (а, Ь, с, к) Гн, а определяются свойствами испытана рис.2а и ход кривых Ае=/(Т) при нагре- ваемого материала.
ве и охлаждении (с, с1, £ g) не зависят от
Рис.1. Деформация в нулевом полуцикле монокристаллов сплава ВКНА-1В ориентировки [011] с погружением при ТИ= 475, 575 и 600°С
Таблица 4 - К расчёту Ае в первом полуцикле (охлаждение от 7т;|Х)
Т °г 1 max, ^ £упр(0О2) Ае=(р(Т), %
850 -0.46 Г, °С 850 750 600 400 100
Ае,% -0.46 -0.28 -0.05 0.25 0.64
1050 -0.32 Г, °С 1050 800 600 400 100
Ае,% -0.32 0.18 0.5 0.8 1.19
1100 -0.29 Т, °С 1100 900 600 400 100
Ае,% -0.29 0.11 0.62 0.92 1.31
а б в
Рис.2. ТЦ-карты монокристальных образцов сплава ВКНА-1 В: [011] (а); [001] (б); [111] (в)
Из ТЦ-карт, приведённых на рис.2, и табл. 5 видно, что у образцов всех трёх ориентировок и при любых режимах цикла ^„-«-»Ттах деформации £пл при растяжении и сжатии мало отличаются. Однако
обращает на себя внимание, что у образцов ориентировки [001] величина еПл существенно меньше (почти в 2 раза), чем у остальных, тогда как долговечность N одного порядка с ними, а то и меньше.
Таблица 5 - К анализу результатов испытаний монокристаллов сплава ВКНА-1В
Т 1 max °с [001] [111] [011]
£Пл СЖ £пл раст N £Пл СЖ £пл раст N £Пл СЖ £пл раст N
850 0 0.2 1270 0.92 0.79 1997 0.62 0.64 428
1050 0.55 0.46 61 1.42 1.29 107 1.15 1.19 204
1100 0.74 0.76 242 1.53 1.38 225 1.30 1.31 171
4QO
ЮОО
4QO
6QO
12QO
Согласно установленной Коффнным зависимости между ^и«иу этих образцов следовало бы ожидать значительно большую долговечность Ж, но данные работы [7] этого не подтверждают (табл. 5). Этот важный результат требует объяснения и специальных исследований, поскольку указывает на то, что развитие деформации и разрушение в условиях не-
изотермического нагружения определяется не только зависимостью N от еПл-
На рис.3 для сравнения представлены ТЦ-карты нескольких сплавов: монокристаллов сплава ЖС32 ориентировки [001] и [111] и сплава ЖС36 ориентировки [001], а также поликристаллического сплава ЭИ867.
в г
Рис.3. ТЦ карты жаропрочных сплавов: ЖС32 [001] (а), [111] (б); ЖС36 [001] (в); 3II867 (г)
Варьирование жёсткости нагружения [5] и тем самым стеснения преследует цель изменить величину еПл, не метая температурный диапазон испытаний '/щт^'/тах. Деформация упругого элемента (мембрана, пружина), установленного в цепь нагружения образца, компенсирует вместе с упругой деформацией образца
часть его свободной термической деформации. При этом удлиняется температурный интервал, где происходит упругая деформация образца, и сокращается интервал протекания пластической деформации [6]. Присутствие упругого элемента в цепи нагружения проявляется на ТЦ-карте в уменьшении угла между кривой
100 о
1WW
1000
Рис.4. ТЦ карты монокристаллов сплава ЖС6Ф в испытаниях с варьируемой жёсткостью нагружения. Ле=1.3% (а,г), 1.0% (б,д) и 0.6%(в,е) в интервале 100^950°С [001] (а-в), [111] (г-е)
Ае=(р(Т) и осью Т в области упругой деформации. Однако в интервале, где протекает пластическая деформация, т.е. после пересечения кривой Ае=ср(Т) с кривой £ущ(с>02)=/(Т), упругий элемент не работает и кривая Ае=(р(Т) следует с таким же наклоном, как при полном стеснении.
На рис.4 представлены ТЦ-карты монокристаллов сплава ЖС6Ф, в испытаниях которых применяли варьирование жёсткости нагружения [1], создавая упруго пластическую деформацию Ае=1.3, 1.0 и 0.6% в интервале температур 100~950°С.
Видно, что имеются значительные различия в динамике развития деформации. Наиболее существенный момент, на который необходимо обратить внимание, состоит в том, что у образцов ориентировки [001] при Ае=0.6 и 1.0% и у [111] и [011] при Ае=0.6% вся деформация в цикле происходит в упругой области. Поэтому в данном случае построение зависимости долговечности N от Ае бесперспективно, поскольку Коффиным установлена
связь между 1и8шв цикле испытаний, а здесь в одних опытах Ае= 8уПр+£пл, тогда как в других Аг=г,\.пр. Поэтому было бы целесообразно по - новому проанализировать результаты обстоятельного исследования [1], но в рамках статьи провести такой анализ не представляется возможным. Тем не менее приводим табл. 6, где содержатся данные работы [1], а также значения еПл и напряжения ег в крайних точках цикла, найденные из ТЦ-карт.
Таблица 6 - Влияние As на результаты испытаний [1]
As [00 Г [111] [011]
% 950°С 100°С #[1] 950°С 100°С #[1] 950°С 100°С #[1]
1.3 £Пл, % 0.3 0.35 1922, 0.82 0.81 1323, 0.75 0.65 1033
ег, МПА 476 719 1170 442 994 1151 504 729
1.0 £Пл, % 0 0 4314, 0.25 0.42 5540, 0.05 0.05 3162,
ег, МПА 476 466 5073 442 994 5472 504 729 2888
0.6 £Пл , % 0 0 27828 0 0 32900 0 0 40303
ег, МПА 476 160 49336 442 540 504 411 7154
В табл. 7 для сравнения представлены значения предела упругости егоо5 этого сплава при Гт;п=100°С и Гтах=950°С [11]. На ТЦ-картах (рис.4) приняты следующие обозначения: линия с показывает, как изменяется Ае в ходе полуцикла нагрева, линия с1 - в полуцикле охлаждения, линия ъ демонстрирует ход зависимости Ае=ср(Т) в нулевом полуцикле, линии V, \у являются вспомогательными и соответствуют режиму испытаний с полным стеснением (приведены для сравнения).
Заключение
Предложено использовать при исследовании термической усталости материалов методом термоциклических испытаний ТЦ-карты, включающие температурную зависимость упругой деформации, соответствующей пределу упругости или пределу текучести материала, и температурную зависимость свободной термической деформации. ТЦ-карты являются полезным инструментом исследований в связи с наглядностью представления динамики развития деформации в цикле и позволяют более осмысленно подходить к планированию экспериментов и анализу получаемых результатов.
Таблица 7 - Предел упругости ег005 сплава ЖС6Ф [11]
т, °с [001] [111] [011]
Гтш=100°С 719 994 729
Гтах=950°С 476 442 504
Библиографический список
1. Дульнев P.A., Светлов И.Л., Бычков Н.Г., Рыбина Т.В., Суханов H.H., Гордеева Т.А., Доброхвалова E.H., Епишин А.И., Кривко А.И., Назарова М.П. Ориентаци-онная зависимость термической усталости монокристаллов никелевого сплава // Проблемы прочности. 1988. № 11. С. 3-9.
2. Дульнев Р.А., Котов П.И. Термическая усталость металлов. М.: Машиностроение, 1980. 200 с.
3. Третьяченко Г.Н., Карпинос Б.С., Барило В.Г. Разрушение материалов при циклических нагревах. Киев: Наукова думка, 1993. 288 с.
4. Coffin L.F. A Study of Cyclic-thermal Stress in Ductile Metal // Journal of Pressure Vessel Technology, Transaction of the ASME. 1954. V. 76. P. 931-950.
5. Серенсен С.В., Котов П.И. Об оценке сопротивления термической усталости по методу варьируемой жёсткости нагру-жения // Заводская лаборатория. 1962. Т. 28, № 10. С. 1233-1238.
6. Тихомирова Е.А., Азизов Т.Н., Си-дохин Ф.А., Сидохин Е.Ф. О термоциклических испытаниях по методу варьируемой жёсткости нагружения // Материаловедение. 2014. № 7. С. 13-16.
7. Голубовский Е.Р., Бычков Н.Г., Ха-мидуллин А.Ш., Базылева О.А. Экспериментальная оценка кристаллографической анизотропии термической усталости монокристаллов сплава на основе №зА1 для
высокотемпературных деталей АГТД // Вестник двигателестроения. 2011. № 2. С. 244-246.
8. Баландин Ю.Ф. Термическая усталость металлов в судовом энергомашиностроении. Л.: Судостроение, 1967. 272 с.
9. Мэнсон С.С. Температурные напряжения и малоцикловая усталость. М.: Машиностроение, 1974. 213 с.
10. Тихомирова Е.А., Азизов Т.Н., Сидохин Е.Ф. Особенности деформации жаропрочных никелевых сплавов при термическом воздействии // Технология металлов. 2013. № 7. С. 14-18.
11. Шалин P.E., Светлов И.Л., Качанов Е.Б., Толораия В.Н., Гаврилин О.С. Монокристаллы никелевых жаропрочных сплавов. М.: Машиностроение, 1997. 299 с.
Тихомирова Елена Александровна, кандидат технических наук, ОАО «КЛИМОВ», г. Санкт-Петербург, E-mail: [email protected]. Область научных интересов: материаловедение жаропрочных сплавов.
Информация об авторах
Сидохин Евгений Фёдорович, инженер, ООО «КБ Рентгеновских приборов», г. Санкт-Петербург. E-mail: [email protected]. Область научных интересов: рентгеновское материаловедение, физика металлов.
ANALYSIS OF THE RESULTS OF THERMAL CYCIC TESTS USING TC-MAPS AND PROBLEMS OF INVESTIGATING THERMAL FATIGUE OF MATERIALS
© 2014 E.A. Tikhomirova1, E.F. Sidokhin2
'Open Joint-Stock Company «Klimov», Saint-Petersburg, Russian Federation 2000 «KB X-ray Instruments», Saint-Petersburg, Russian Federation
We present a method for the analysis of the progress of the deformation within a cycle by constructing the diagram TC-maps, where presented dependences of the temperature - free thermal deformation - elastic deformation, corresponding to the flow limit of the material. The diagram shows the magnitude of the plastic deformation attained at the maximal temperature (7i,l(l,) and its changes in the cycles. The diagram allows permits one to choose the temperature mode required to obtain the desired deformation parameters in a test. An application of the diagram is presented in the case study analyzing the method and results of thennocyclic tests conducted on the high-heat resistant alloy used for the construction of the blades in the VNKNA-1V turbines. It has been concluded that under all possible modes the material is subject to plastic deformation within a cycle. Its presence does not allow one to conclude the dependence of the lifetime from the magnitude of the maximal stress registered within a cycle.
Thermal fatigue; plastic deformation; thermo-cvclical testing.
References
1. Dulnev R.A., Svetlov I.L., Bychkov N.G., Rybina T.V., Sukhanov N.N., Gordeeva T.A., Dobrokhvalova E.N., Epishin A.I., Krivko A.I., Nazarova M.P. An orientation relationship of the thermal fatigue of nickel alloy single crystals // Strength of Materials. 1988. V. 20, no. 11. P. 1415-1421.
2. Dulnev R.A., Kotov P.I. Termicheskaya ustalost metallov [Thermal fatigue of metals] Moscow: Mashinostroenie Publ., 1980. 200 p.
3. Tretyachenko G.N., Karpinos B.S., Barilo V.G. Razrushenie materialov pri ciklicheskikh nagrevakh [The Material fracture at cyclic heats], Kiev: Naukova dumka Publ., 1993. 288 p.
4. Coffin L.F. A Study of Cyclic-thermal Stress in Ductile Metal // Journal of Pressure Vessel Technology, Transaction of the ASME. 1954. V. 76. P. 931-950.
5. Serensen S.V., Kotov P.I. About measuring of thermal fatigue resistance buy mean of the rigid load variation // Zavodskaya laboratoriya. 1962. V. 28, no. 10. P. 1233-1238. (InRuss.)
6. Tikhomirova E.A., Azizov T.N., Sidokhin F.A., Sidokhin E.F. About the thermal-cycle tests buy mean of the rigid load variation // Materialovedenie. 2014. No. 7. P. 13-16. (InRuss.)
7. Golubovskiy E.R., Bychkov N.G., Khamidullin A.Sh., Bazyleva O.A. The experimental estimation of thermal fatigue crystallographic anisotropy of Ni^Al single-crystals for high-temperature details of AGTD // Vestnik dvigatelestroeniya. 2011. No. 2. P. 244-248. (InRuss.)
8. Balandin Yu.F. Termicheskaya ustalost metallov v sydovom energomashinostroenii [Thermal fatigue of metals in ship energy machine-building], Leningrad: Sudostroenie Publ., 1967. 272 p.
9. Manson S.S. Termicheskaie napryageniya i malociklovaya ustalost. [The temperature stresses and low-cycle fatigue], Moscow: Mashinostroenie Publ., 1974. 213 P-
10. Tikhomirova E.A., Azizov T.N., Sidokhin E.F. Specifics of base-Ni super-alloy single crystal deformation at thermal actions // Tekhnologiya metallov. 2013. No. 7. P. 14-18. (InRuss.)
11. Shalin RE., Svetlov I.L., Kachanov E.B., Toloraiya V.N., Gavrilin E.B. Monokristally nikelevykh garoprochnykh splavov [Single crystals of base-Ni superalloys], Moscow: Mashinostroenie Publ., 1997. 336 p.
About the authors
Tikhomirova Elena Aleksandrovna,
Candidate of Science (Engineering), engineer, JSC "KLIMOV", Saint-Petersburg. Email: [email protected]. Area of Research: The metallurgy of high temperature resistance alloys.
Sidokhin Evgeni Fedorovich, engineer, JSC "CB X-ray Instruments », Saint-Petersburg. E-mail: [email protected]. Area of Research: the physic of metals.
