Оценка эксплуатационных характеристик полимерных материалов и изделий в условиях холодного климата Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 539.3:678

Ф.И. Бабенко, А.А. Герасимов, А.К. Родионов, А.А. Сухов,

С. П. Федоров, Ю.Ю. Федоров

ОЦЕНКА ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ПОЛИМЕРНЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИЗДЕЛИЙ В УСЛОВИЯХ ХОЛОДНОГО КЛИМАТА

Проведен анализ экспериментальных результатов и разработаны две модели прогнозирования кинетики изменения показателей кратковременной прочности материалов при старении. Показана удовлетворительная корреляция между прогнозируемыми значениями прочности на базе трехлетней экспозиции образцов и данными за 5-12-летний период. Приведены результаты экспериментальных исследований трещиностойкости сварных соединений трубных марок полиэтилена. Экспериментально подтверждено охрупчивание материала непосредственно в сварном шве, что приводит к возрастанию прочности и уменьшению деформативности.

В условиях холодного климата необратимые изменения свойств полимерных материалов связаны с процессами старения под влиянием таких факторов, как повышенная солнечная радиация, длительное воздействие низких температур, резкие и частые смены температур с переходом через 0°С, сорбция и десорбция влаги и т.д.

При создании деталей и изделий арктической техники обратимые изменения служебных характеристик материалов, т.е. температурная зависимость свойств должна быть известной и учитываться уже на стадии проектирования. Могут быть использованы существующие банки данных и справочная литература, однако чаще всего, особенно в случае применения новых материалов, возникает необходимость в проведении лабораторных экспериментов в камерах холода.

В проблеме старения полимерных материалов следует различать два аспекта - химико-технологический и инженерно-прикладной [1, 2]. Первый определяет характер процесса старения и устанавливает причинность необратимого изменения свойств материала. Второй, используя результаты исследований атмосферостойкости материалов, дает возможность их учета при расчете эксплуатационных характеристик машин и механизмов.

Имеющиеся в настоящее время методики прогнозирования атмосферного старения полимеров базируются на упрощенных эмпирических или аналитических зависимостях, полученных на основе приближенных уравнений физико-химической кинетики [3, 4]. Главным оправданием такого подхода является то, что практика не может вечно ^дать получения фундаментальных результатов и часто должна пользоваться существующими приближенными методиками [5, 6].

При прогнозировании длительного сопротивления широкого класса полимерных и композитных материалов

на их основе широко применяется экспериментально обоснованный метод аналогий [7, 8, 9].

За истекший период наиболее серьезное развитие получило именно это направление - прогнозирование деформационных свойств полимеров с учетом старения.

Принципиально новые результаты были получены при изучении изменяемости неупругих, в частности вязкоупругих, характеристик материалов [4, 7, 8].

На основе термодинамики необратимых процессов показано, что старение (как и полимеризация) материала приводит к изменению спектра релаксационных механизмов [4]. Способ учета этих изменений для термореологически и реологически простого материала [4] предложен через трансформированное время в виде произведения

Т ,ст,£

= ат (Т) х аа (а) х а( (£),

(1)

где ат (Т), аа (а) - функции температурно-временного и напряженно-временного сдвига; а(Е) функция, учитывающая изменение спектра релаксационных механизмов, которое может происходить при старении материала. Тогда, согласно эндохронной теории вязкоупругости [4], деформирование физически нелинейной вязкоупругой среды наследственного типа с параметрами, зависящими от температуры Т, напряжения у и степени старения £, может определяться для одномерного нагружения уравнением состояния вида

£(У) = —

Е

(2)

где е(г), у (г) - текущие значения деформации и напряжения; Е - модуль Юнга; Б, Б’ - трансформируемое время, которые определяются как

t

S = JaT [T(t)]xaa [o(t)]x[£(t)]dt; (3)

0

T

S' = jат [T(t)]xaa\o(t)]xa^ [£(t)]dt. (4)

0

Сложная форма (2)-(4) температурно-временной зависимости деформационных свойств стареющего полимерного материала сводится отдельно к временной, силовой, температурной и деструкционной зависимостям, причем последняя отражается (при сохранении разностных ядер) только функцией a [t,(t)J. Такой способ описания деформируемости стареющих полимерных систем более компактен, чем при использовании неразностных ядер.

Более того, согласно К.К. Шарко и Ю.О. Янсон [7], К.К. Шарко и др. [8] и В.А. Семенову и др. [9], возможно определение вязкоупругих характеристик и функции сдвига не на основе достаточно трудоемких испытаний ползучести или релаксации, а по диаграммам у-е, оперативно снимаемым при различных скоростях нагружения в режимах e=const или y=const с помощью стандартных испытательных машин. При этом эффекты старения материала оперативно выявляются по изменению вязкоупругих свойств от реологически или термореологически простого поведения. Сформулированное выше утверждение экспериментально подтверждено в работах Ю.С. Уржум-цева, И.Н. Черского [1] и Ю.С. Уржумцева [4].

На основании результатов этих исследований, а именно изменение изохронных кривых деформирования материалов, было показано, что в процессе как теплового, так и атмосферного старения наблюдается линеаризация вязкоупругих свойств материала.

Таким образом, применение эндохронной теории вязкоупругости и квазистатических методов испытаний позволяет оперативно, с помощью серийно выпускаемых испытательных машин изучать изменение упругих и неупругих характеристик материалов при старении.

При оценке атмосферостойкости конструкционного материала на первый план выходят свойства, определяющие его конструкционную прочность [10, 11]. Как отмечено выше, завершающим этапом в создании нового раздела в полимерном материаловедении, а именно «Инженерной климатологии полимерных композитных материалов», стала публикация в 1985 году статьи Ю.С. Уржумцева и И.Н. Черского [1]. Главным положением указанной работы явилось обоснование авторами тезиса о том, что контрольные деформационно-прочностные испытания на стойкость материалов к процессам старения не должны ограничиваться испытаниями при температуре Т=293 К, а должны охватывать весь температурный диапазон, характерный для климатической зоны, в которой предполагается эксплуатировать изделие из конкретного материала [12, 13].

Сложность проблемы оценки и прогнозирования изменения свойств материалов при старении обуславливает преимущественное развитие феноменологических подходов к ее решению. Недостатки и ограниченность этих подходов известны [14], поэтому в последние годы стали разрабатываться структурно-феноменологические модели прогнозирования. Простейший вариант - моделирование процессов старения в рамках поверхностной и объемной повреждаемости образцов материалов, подвергнутых воздействию факторов климата. Такой подход возможен и целесообразен в силу того, что подобный характер повре^денности имеет место на практике.

Модель неоднородного (поверхностного) старения В работах Ф.И. Бабенко, Ю.П. Козырева, В.А. Семенова [15] и Ф.И. Бабенко, Г.П. Лапий [16] отражены результаты исследований изменения механических свойств ряда полимеров, старение которых существенно неоднородно. При этом повре^денность материалов при воздействии климатических факторов ограничена поверхностной областью образца (либо изделия) линейным размером от нескольких десятков до сотен микрон. Такие незначительные по объему образца повреждения приводят к появлению на температурных зависимостях кратковременной прочности экспонированных образцов хрупковязкого перехода (ХВП) и его смещению в сторону увеличения температуры при увеличении сроков экспозиции образцов. Показано, что в случае существенно неоднородного старения механизм разрушения состаренного образца можно интерпретировать методами линейной механики разрушения (ЛМР) в рамках двухслойной модели, отражающей поверхностный характер процесса старения и разрушения материала [17, 18, 19, 20].

Рассмотрим задачу прогнозирования изменения показателей кратковременной прочности материалов в области квазихрупкого разрушения образцов [21, 22], т.е. при температурах контрольных испытаний на прочность при растяжении образцов ниже температуры ХВП. Следуя силовой концепции механики разрушения [23], запишем: у21=сот,г, (5)

где I - толщина поврежденного старением слоя; у - кратковременная прочность при растяжении.

Если задача динамики роста толщины состаренного слоя от времени экспонирования решена, то появляется возможность прогноза прочности образцов материала. В большинстве практически значимых случаях

I ~ ЩМ), (6)

где г - время старения; гд - период индукции, т.е. время от начала экспозиции образца, когда влияние процессов старения на материал пренебрежимо мало.

Таким образом, аналитическая формула модели прогнозирования имеет следующий вид:

<з2 ^(і/і)=С=єоті.

(7)

Результаты экспериментов и расчетные кривые прогноза изменения прочности при растяжении (ГОСТ 1126280) на примере ударопрочных пластиков АБС представлены на рис.1. Испытывались образцы-лопатки. Скорость движения активного захвата испытательной машины составляла 5 мм/мин. Коэффициент вариации экспериментальных данных не превышал 10%. Так как исходные материалы разрушаются вязко, то прогноз осуществлялся по трем точкам (светлые условные обозначения на рис. 1), исключая начальные значения прочности, которые соответствуют значениям предела текучести (вынужденной высокоэластичности) материалов при соответствующих температурах.

(К - К )2

Модель квазиоднородного старения

Рассмотрим на примере стеклонаполненного полиамида (ПА6-211ДС) модель прогнозирования прочности дисперсно-армированных короткими волокнами материалов, для которых процесс старения можно считать ква-зиоднородным по объему образца. Возможность пренебрежения поверхностными эффектами должна устанавливаться для каждого материала расчетно-экспериментальным путем в рамках положений ЛМР. Для материала ПА6-2ДС эти оценки были проведены ранее [25]. Отметим, что ХВП на температурных зависимостях прочности не наблюдается.

На рис. 2 (кривые 1, 3) приведены экспериментальные данные контрольных испытаний на прочность при растяжении ПА6-211ДС при экспозиции образцов в условиях неотапливаемого склада в г. Якутске. Условия испытания те же, что и ддя вышеприведенных данных, рис. 1. На представленных кинетических прочностных зависимостях выделяются два временных периода: время понижения (повышения) показателей прочности, равное 2-3 годам, и время относительной стабилизации свойств материала при продолжении экспозиции образцов. Интерпретацию полученных результатов можно провести в рам -ках модели типа Аутуотера [23].

Рис. 1. Прогноз изменения кратковременной прочности ударопрочных пластиков АВС202032 (кривая 1), АБС2020 (кривая 2) при старении в условиях г. Якутска

Параметры модели находились методом наименьших квадратов. В качестве целевой функции в вычислительном алгоритме используется среднеквадратическое отклонение аппроксимации экспериментальных данных Б в каждой точке

где п - количество экспериментальных точек; Я.т - теоретическое значение в 1-ой точке; Я.э - среднее значение экспериментальных данных в 1-ой точке.

Далее величина Б минимизировалась методом покоординатного спуска [24].

Отметим, что контрольный эксперимент при сроках натурной экспозиции 10 лет для материала АБС202032 (кривая 1) был проведен на пяти образцах (у = 22.80; 22.86; 25.06; 26.70; 27.60 МПа), а для АБС2020 только на двух (у = 17.60; 20.29 МПа).

В первом случае: <т = 25.0 МПа; у (прогноз)= 23.85 МПа.

Во втором: а = 18.95; у (прогноз)=15.35 МПа.

Возможно, данное обстоятельство, отчасти, объясняет большую ошибку прогноза в случае материала АБС2020.

Рис. 2. Прогноз относительной кратковременной прочности ПА6-211ДС при старении в условиях неотапливаемого склада в г. Якутске (точки - экспериментальные значения относительной прочности, пунктирные линии - прогноз). 1 - прогноз по модели (9), Т=213 К; 2 - прогноз по УКИ (ГОСТ 9707-81), Т=293 К; 3 - прогноз по модели (9), Т=293 К; 4-прогноз по модели (10), Т=293 К

Согласно данной модели, первопричиной потери прочности материала является нарушение связи волокно-матрица. Величина напряжения для осуществления процесса расслаивания состоит из двух частей [23]:

2Тг, X ст = —— +

4 Ев,

(8)

где Ои - работа, совершаемая для разрушения связи на единицу площади поверхности раздела; ^ - касательное напряжение трения между волокном и матрицей после расслаивания; Е - модуль упругости волокна; г - радиус волокна; х - длина отслоившегося участка.

Тогда, согласно модели, отмеченный выше первый временной период характеризуется потерей адгезионной связи волокно-матрица, что подтверждают микрофотографии поверхностей излома образцов [25]. Это приводит к возникновению критической длины передачи нагрузки от матрицы на волокно. Последнее обстоятельство без учета сил трения ведет к тому, что все большее число волокон (учитывая их статистическое распределение по длинам) будет терять свою упрочняющую способность по отношению к композиту в целом, т.е. прочность материала будет уменьшаться. С другой стороны, уменьшение адгезионного взаимодействия компенсируется силами трения между волокнами и матрицей.

В течение второго периода, передача нагрузки на волокно осуществляется преимущественно посредством сил трения между волокном и матрицей. Определяющую роль сил трения подтверждают эксперименты при низких температурах, когда происходит увеличение сил обжатия волокна матрицей и, следовательно, сил трения, и прочность композита возрастает (рис. 2, кривая 1). Этот временной участок характеризуется практически неизменным во времени значением разрушающего напряжения.

Такое поведение материала позволило предложить аналитическую модель прогнозирования в форме:

(9)

где у (г) - текущее значение прочности; А., а. - параметры материала, учитывающие потерю адгезионной связи волокно-матрица; у - «предельное» минимальное значение прочности; г - время старения.

Прогноз по модели (9) проводится на основании фактических значений остаточной прочности материала, полученных в течение четырех лет климатического старения (рис. 2, кривые 1, 3).

Значение уг в модели (9) может быть получено в независимом эксперименте - ускоренные климатические испытания (УКИ), суть которого стоит в создании условий, приводящих к деградации адгезионной связи волокно-матрица. Данные УКИ в режиме термоциклического воздействия на образцы ПА6-211ДС: 293 К - 2 часа, 243 К - 2 часа, представлены на рис. 3.

Искомое значение К(у1:) составляет: К(у1:)=0.63, что практически совпадает со значением К(у1:) =0.64 (рис. 2, кривая 3), полученным методом продолжения кривой экспериментальных значений прочности от времени образцов складского хранения.

Рис. 3. Ускоренные климатические испытания в режиме термоциклирования (293 К - 2 часа; 243 К - 2 часа)

Рассмотрим также прогноз прочности по представленным экспериментальным данным в рамках модели, разработанной В.Н. Булманисом и О.В. Старцевым [26]. Модель имеет следующую аналитическую форму записи:

а(г) = а0 + ц • (1 -)-р- 1п(1 + Х'0, (10)

где о(г) - текущее значение прочности; <з0 - начальное значение прочности; г - время старения; ц, Р - параметры материала; %,Х-параметры материала и внешней среды.

Параметры модели, рассчитанные методом наименьших квадратов по данным рис. 2, при хранении в неотапливаемом складе, равны: ц = 1.181; /3= 50.88; % = 0.875; Я = 0.297. Результат прогноза изображен кривой 4 на рис. 2.

Так как прямой натурный эксперимент на временной промежуток старения более четырех лет отсутствует, воспользуемся данными работы Н.Е. Храменкова, А.В. Саморядова, Ю.В. Моисеева и др. [27], в которой проведен прогноз прочности ПА6-211ДС по действующей методике УКИ (ГОСТ 9707-81) для условий холодного климата при хранении образцов в неотапливаемом складе в течение 11 лет, рис. 2, кривая 2.

Из данных, представленных на рис. 2, следует, что прогноз по модели (9), кривая 3, значительно ближе к данным прогноза УКИ, кривая 2, чем прогноз по модели (10), кривая 4, при Т=293 К.

Следует обратить внимание на расхождение в значениях ут для кривых прогноза по УКИ (К(ух)=0.73) и по модели (9) (К(ух)=0.63^0.64) (рис. 2). Данное обстоятельство может быть обусловлено технологией изготовления образцов (различие показателей свойств в зависимости от партии) либо корректностью назначения режимов УКИ.

Определение характеристик трещиностойкости сварных соединений полиэтиленовых труб

При монтаже трубопроводов из термопластичных полимеров с особой остротой встает проблема изменения структуры и механических характеристик материала

в околошовной зоне сварного стыкового соединения. Изменения этих характеристик достаточно сильно влияют на долговечность трубопровода.

Ранее Ф.И. Бабенко, Н.А. Коваленко, А.К. Родионовым, А.А. Суховым [28] была осуществлена экспериментальная проверка гипотезы «охрупчивания» материала в области стыкового сварного соединения полиэтиленовых труб в результате термического воздействия. В испытаниях на долговечность при одноосном растяжении сварных соединений удалось в отличие от кратковременных испытаний разрушить часть образцов непосредственно по сварному шву, причем доля образцов, разрушенных по шву, возрастает при переходе от области вязкого к области хрупкого разрушения образцов.

В области хрупкого разрушения доля образцов, разрушившихся по шву, достигает 80%, а долговечность уменьшается по отношению к «бесшовным» образцам на 20-40%. При этом остается открытым вопрос о локализации места разрыва образца: шов, околошовная зона или «гладкая» часть образца - лопатка.

Таким образом, ставилась задача оценки линейных размеров зоны термического влияния - околошовной зоны, и характеристик трещиностойкости трубных марок полиэтилена (ПЭ63 и ПЭ80) в трех характерных зонах сварного соединения: шов, околошовная зона, основной материал.

Образцы в форме лопаток и колец вырубались из отрезков труб. В средней части рабочей зоны лопаток и по периметру колец образцы имели стыковое сварное соединение. Испытания на кратковременную прочность проводились в диапазоне температур 213-293 К при скорости движения активного захвата машины 100 мм/мин. Надрезы наносили ножовочным полотном и заостряли лезвием безопасной бритвы, согласно методике приведенной в работе И.С. Филатова [5]. Для кольцевых образцов они наносились по образующей цилиндрической поверхности кольца и заканчивались точно в середине шва. Растяжение кольцевых образцов осуществлялось методом «полудисков» [29].

На рис. 4 представлено распределение температуры в области сварного соединения, полученное с помощью тепловизора в начальный момент формирования сварного соединения. Линия, параллельная оси абсцисс на рисунке и соответствующая 353 К, «отсекает» на температурной зависимости область температур нагрева соединения, где температура больше 353 К. Размер данного участка составляет примерно 10 мм.

В соответствии с положением о недопустимости нагрева материала образцов выше температуры 353 К при испытаниях на длительную прочность [30] пространственная область вблизи сварного шва с Ь= ±5 мм может считаться зоной термического влияния.

В качестве характеристики трещиностойкости использовали величину условного критического коэффициента интенсивности напряжений при одноосном растяжении - К . Расчет проводили по соотношению:

Кс = -^(1 / Ь),

(11)

где ст - разрушающее напряжение образца с надрезом, I - длина надреза, Ь - полуширина образца,'%(,1/Ь•) - табулированная функция [31].

В таблице приведены значения К для образцов лопаток в трех зонах сварного соединения: сварной шов, околошовная зона, основной материал. Термин «условный» обозначает нестрогое выполнение необходимых требований линейной механики разрушения в условиях эксперимента [31]. Экспериментыпроведеныпритемпе-ратуре 213 Кпо пять образцов на точку.

Таблица

Расчетно-экспериментальные значения условного критического коэффициента интенсивности напряжений

Зоны стыкового сварного соединения трубы ПЭ80 ПЭ63

Кс, МПа-м1/2 дисперсия Кс, МПа-м1/2 дисперсия

Основной материал 4.644 0.034 5.395 0.017

Околошовная зона 4.749 0.019 5.477 0.071

Сварной шов 4.046 0.109 4.659 0.051

Рис. 4. Распределение температуры в зоне сварного соединения в начальный момент времени формирования шва

Приведенные данные показывают, что условный критический коэффициент интенсивности напряжений имеет минимальное значение в середине шва, а максимальное - в околошовной зоне.

Расчетно-экспериментальные оценки значения К по результатам испытаний кольцевых образцов показали, что трещиностойкость шва на 16% меньше, чем у основного материала.

Выводы

1. Экспериментально обосновано применение модели поверхностного старения и модели квазиоднородного старения для прогнозирования изменения прочности ударопрочных АБС пластиков и стеклонаполненного полиамида на период до 12 лет.

2. Для стыковых сварных соединений трубных полиэтиленов марок ПЭ63 и ПЭ80 наиболее опасной зоной с точки зрения долговечности является зона сварного шва.

Литература

1. Уржумцев Ю.С., Черский И.Н. Научные основы инженерной климатологии полимерных и композитных материалов // Механика композитных материалов. 1985. № 4. С. 708-714.

2. Черский И.Н., Филатов И.С. Некоторые вопросы инженерной климатологии полимеров / Modelling of environmental effects on electrical and general engineering equipment. Vol. I, Praga, 1980. P.23-31.

3. Черский И.Н., Козлов А.Г. Физическая механика полимеров при низких температурах. Новосибирск: Наука, 1978. 13б с.

4. Уржумцев Ю.С. Прогнозирование длительного сопротивления полимерных материалов. М.: Наука, 1982. 220 с.

5. Филатов И.С. Климатическая устойчивость полимерных материалов. М.: Наука, 1983. 214 с.

6. МилютинГ.И., БулманисВ.Н., Гракова Т.С. и др. Исследование и прогнозирование прочностных характеристик эпоксидного намоточного органапластика при различных режимах воздействия внешней среды // Механика композитных материалов. 1989. № 2. С. 247-253.

7. Шарко К.К., Янсон Ю.О. Некоторые особенности метода аналогии при ускоренной оценке вязкоупругих свойств в нелинейной области // Механика композитных материалов. 1980. № 3. С. 548-552.

В. Шарко К.К., Анискевич А.Н., Янсон Ю.О. Влияние физического старения на деформативные свойства поликарбоната // Механика композитных материалов. 1982. № 5. С. 918-920.

9. Семенов В.А., Козырев Ю.П., Бабенко Ф.И. Прочностные и вязкоупругие свойства полистирольных пластиков в процессе старения // Механика композитных материалов. 1987. № 3. С. 547-550.

10. Адамович А.Г., Уржумцев Ю.С. Проблемы прогнозирования длительной прочности полимерных материалов. Обзор // Механика композитных материалов. 1987. № 4. С. б94-704.

11. Максимов Р.Д. Уржумцев Ю.С. Прогнозирование длительного сопротивления полимерных материалов. Обзор // Механика композитных материалов. 1987. № 4. С. б31-б45.

12. Черский И.Н., Старженецкая Т.А., Семенов В.А. Старение полимерных и композитных материалов в условиях холодного климата // Пластические массы. 1984. № 11. С. 23-25.

13. Черский И.Н. Инженерная климатология полимерных материалов в условиях Якутии // Наука и образование. 1999. № 2. С. 14-19.

14. Бабенко Ф.И., Булманис В.Н., РодионовА.К. Инженерная климатология полимерных и композитных материалов // Физико-технические проблемы Севера: Труды международной конференции. Якутск, 2000. Ч. II. С. б2-В1.

15. Бабенко Ф.И., Козырев Ю.П., Семенов В.А. Температурная зависимость прочности неоднородно стареющих полимерных и композитных материалов // Механика композитных материалов. 1987. № 2. С. 353-355.

16. Бабенко Ф.И., Лапий Г.П. Исследование атмосферос-

тойкости термопластов в условиях холодного климата // Пластические массы. 1999. № 8. С. 31-35.

17. Сухов А.А., Бабенко Ф.И. Старение полимерных материалов в холодном климате // Механика и процессы управления: Труды XXXI Уральского семинара. Екатеринбург, 2001. С. 180-183.

18. Бабенко Ф.И., Родионов А.К., Сухов А.А. Прогнозирование низкотемпературной прочности термопластов при старении // Механика и процессы управления: Труды XXXI Уральского семинара. Екатеринбург, 2001. С. 184-186.

19. Суворова Ю.В., Добрынин B.C. Феноменологический и структурные подходы в механике разрушения волокнистых композитов // Механика композитных материалов. 1989. № 5.

С. 861-868.

20. Болотин В.В. Ресурс машин и конструкций. М.: Машиностроение, 1990. 448 с.

21. Бабенко Ф.И. Прогнозирование прочности термопластов в холодном климате с учетом старения // Материалы, технологии, инструменты. 2003. Т. 8. № 3. С. 21-24.

22. Карпухин О.И. Современное состояние, проблемы и перспективы прогнозирования эксплуатационной устойчивости полимерных материалов // Деструкция и стабилизация полимеров: Тезисы докладов IX конференции. М., 2001. С. 79-80.

23. Купер Г.А. Микромеханические процессы разрушения // Разрушение и усталость. М.: Изд-во «Мир», 1978. Т.5. С. 440-476.

24. Васильев Ф.И. Численные методы решения экстремальных задач. М.: Наука. Главная редакция физико-математической литературы, 1980. 329 с.

25. Бельчусова И.А., Бабенко Ф.И. Старение стеклонаполненного полиамида в условиях холодного климата // Пластические массы. 1999. № 8. С. 13-17.

26. Булманис В.Н., Старцев О.В. Прогнозирование изменения прочности полимерных волокнистых композитов в резутьта-те климатического воздействия: Препринт. Якутск, 1988. 31 с.

27. Храменкое Н.Е., Саморядое А.В., Моисеев Ю.В., Похо-лок Т.В., Маликова Т.П., Назаров И.А. Влияние влаги на старение стеклонаполненного полиамида 6 // Механика композитных материалов. 1991. № 3. С. 500-513.

28. Бабенко Ф.И., Коваленко НА., РодионовА.К., СуховАА. Долговечность сварных стыковых соединений полиэтиленовых труб // Экспериментальные методы в физике структурно-неоднородных конденсированных сред ЭМФ 2001. Т. 1: Полимеры, полимерные композиционные материалы: Тр. второй Меж-дун. научно-техн. конф. Барнаул: Изд-во Алтайского университета, 2001. С. 263-266.

29. Каган Д.С. Трубопроводы из пластмасс. М.: Химия, 1980. 295 с.

30. Успенский Л.К., Кауфман М.Н. Причины разрушения сварных соединений ПЭ-трубопроводов // Пластические массы. 1980. № 9. С. 18-20.

31. Черепанов Б.П. Механика хрупкого разрушения. М.: Наука, 1974. 640 с.

FI. Babenko, A.A. Gerasimov, A. C. Rodionov, A.A. Sukhov, S.P Fedorov, Yu. Yu. Fedorov

Evaluation of Operational Characteristics of Polymer Materials and Units

under Cold Climate Conditions

The article informs on the experimental results on plastics ageing and on two models of forecasting the short-term strength of the materials. The article also shows satisfactory correlation between predicted values of strength after 3-years of exposition and the data obtained during 5-12 years. The authors present the experimental results in cracking resistance of welding joints of polyethylene pipes. They experimentally prove that material embitterment in the welding joint causes the growth of strength and the reduction of deformability.

------^sMjr--------------