Применение инструментальных методов обработки сплавов в строительной сфере Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

Применение инструментальных методов обработки сплавов в строительной сфере

Тутынин Николай Викторович

магистр техники и технологии машиностроения, АНО ЦПК «Становление», [email protected]

Определение усилий в пространственных железобетонных системах, в основном, выполняется на основе методик эластичного расчета с использованием приближенных методов. Жест-костные характеристики элементов таких систем остаются неизменными - не зависят от усилий, а задаются непосредственно поперечными сечениями элементов. Этот способ расчета не учитывает перераспределение усилий между элементами конструкции после трещинообразования и появления пластических деформаций в бетоне или арматуре. Также существуют проблемы с расчетом реального состояния конструкций с дефектами (коррозия или обрыв арматуры и т. д.). При использовании метода предельного равновесия, который оперирует понятием шарниру пластичности, предполагается наличие бесконечного интервала пластических деформаций при деформировании железобетонного элемента. В таком подходе перераспределение усилий в пространственной системе несколько переоценивается.

Ключевые слова: Строительство, сплав, обработка, инструмент, форма.

В ряде работ [1-3] была разработана методика расчета пространственных перекрестно-ребристых железобетонных систем с учетом их физической нелинейности на примере мостовых сооружений [4]. Ее особенностью является то, что на жесткие опоры опирают главные балки только одного направления. Однако с незначительной корректировкой предельных условий данную методику можно использовать и для расчета пространственных систем с отличными условиями опирания балок обоих направлений [5-7].

Для упрощения расчета продольные плитно-балочные системы часто заменяют дискретными физическими моделями, имеющими вид перекрестных стержневых статически неопределенных систем [8-11]. Их продольные и поперечные элементы представляют геометрические оси балок, жесткость которых в статической схеме соответствует фактической жесткости. При таком расчете, как правило, используются методы строительной механики, сформулированные в матричной форме [12-15].

Пространственную комбинированную сталежелезо-бетонную шпренгельную систему представим в виде перекрестно-ребристой конструкции, состоящей из п продольных металлических шпренгельных конструкций, которые уперты на жесткие опоры, и М поперечных балок, которые мнимо расчленяют железобетонную плиту в поперечном направлении (рис. 1). Примем, что нейтральные оси верхнего пояса шпренгельной конструкции и поперечных балок лежат в одной горизонтальной плоскости ХОУ, а оси элементов подвески - в перпендикулярной плоскости ZOX, связей - ZOY.

о

CS

о

CS

in

Рисунок 1. Статическая схема пространственной перекрестно-ребристой шпренгельной системы

О Ш

m х

<

m о х

X

Начальные жесткости стержней, принятые в схеме, соответствуют жесткостям сечений реальных элементов.

За основу примем перекрестно-ребристую шпрен-гельную систему геометрических осей элементов, разделенную на простые узлы и стержни между ними, вместе с внешними нагрузками и внутренними усилиями, действующими в них. При действии на такую систему вертикальной нагрузки, напряженно-деформированное состояние в элементах определяется тремя компонентами изгибающих моментов и тремя компонентами сил. На рис. 2 они показаны векторами, а их деформации -тремя компонентами угловых и тремя компонентами линейных перемещений.

Рисунок 2. Дискретно-континуальная расчетная схема узла пространственной системы

При учете всех компонентов усилий и перемещений решение данной системы считается точным. Если же речь идет о инженерном расчете, то особый интерес представляют изгибающие моменты, поперечные и продольные силы в элементах и прогибы узлов системы.

Внешние нагрузки в стержневой дискретно-континуальной системе принимаем перпендикулярными к плоскости XOY и заменяем их узловыми сосредоточенными силами и считаем, что от них в сечениях элементов возникает такой же напряженно-деформированное состояние, как и от фактических нагрузок. Такая замена меняет подход к расчету данной системы, так как от узлового нагрузки возникают усилия только в узлах основной схемы. Поэтому в балках одного направления будут возникать усилия от упругих реакций балок другого направления. Следовательно, для расчета такой пространственной системы необходимым условием является определение закономерности распределения внешнего узлового нагрузки во всех узлах конструкции или закона распределения внешней нагрузки в узлах системы.

Основной проверкой пространственной перекрестно-ребристой системы будет равенство всех реакций основных балок, опирающиеся на жесткие опоры, при внешней нагрузке - при проведении эксперимента контролем являются показания опорных динамометров. При действии внешней нагрузки на промежуточную основную балку (элемент железобетонной плиты) потенциальная энергия распределяется по всем узлам системы, передается как упругая реакция балок другого направления. Усилия в них возникают от действия той доли энергии, которая приходится непосредственно на эту балку.

Рисунок 3. Расчетная пространственная схема комбинированной конструкции

Расчетную схему стержневой статически неопределенной шпренгельной системы представим как ряд вза-

имодействующих балок на пружинисто-оседающих опорах, которыми являются балки другого направления (рис. 3). Упруго-оседающей опорой будем называть такую опору, перемещение которой пропорционально действующему на нее давлению. Такими опорами служат подкосы подвески, на которых лежит неразрезная балка и поперечные (продольные) элементы системы.

В узлах примыкания к балкам одного направления балок другого направления введем условные шарниры и неизвестные узловые изгибающие и крутящие моменты, продольные и поперечные силы (рис. 3). Итак, будем считать, что элементы одного направления связанные шарнирно со своими опорами (элементами другого направления), хотя такая расчетная схема является лишь приближенной к действительной конструкции.

Для раскрытия статической неопределенности аппроксимированную перекрестной системой элементов дискретную расчетную схему разобьем мысленно на узлы и стержни между узлами - вместе с действующими в них внешними нагрузками и внутренними усилиями (рис. 4).

В пространственной перекрестно-ребристой шпренгельной конструкции при известных геометрических и механических характеристиках материалов и расчетной схеме неизвестными являются вертикальные перемещения (прогибы) узлов и усилия - упругие реакции в узлах системы. Также неизвестными будут коэффициенты податливости упругих опор, которые неотъемлемо связаны с неизвестной в определенном узле его упругой реакцией.

Поведение упругих опор полностью определяется их коэффициентом податливости се, F.

За каноническое уравнения использовано уравнение ьтех усилий [32], которое для упруго-просадочного опоры se,f в направлении оси ОХ с учетом совместного действия изгибающих моментов, продольных и поперечных сил имеет следующий вид: ¿1се-2/Ххс-2/ + <%е-1.гХ\е-1/ + &е/Х\е./ + ¿Ы 1/Ххе+ 1/ +

+ &Н-2/ Ххе+2/ + ... + Де./Р= 0. (1)

В направлении оси ОУ с учетом совместного действия изгибающих моментов и поперечных сил имеет следующий вид:

<%в-2/Хуе-2^ + Sye.ifXye.IJ + Sye.fXy.ef 1/Хуе+1/ *

+ Хуе+2/ + ... + А./Р = 0.

(2)

X X

о

го А с.

X

го т

о

Рисунок 4. Расчетные схемы элементов комбинированной конструкции

ю

2 О

м о

о es

0 es

in

01

О Ш

m

X

<

m О X X

При вычислении коэффициентов и свободных членов уравнений (1, 2) рассмотрено взаимодействие в сечениях элементов изгибающих моментов, продольных и поперечных сил. Коэффициенты уравнений (1, 2) найдены умножением соответствующих эпюр, например:

.\v„ .., ,♦/„ . ,w„, . >.v„ ..,♦.%•„<-с .

■ ' , = -—--"^Н--——-я-л-i-----+

ÍH„_, f¡ ЕЛ 6EA„

¡V-.y.- * }}„,,.:• h *¡Vh

6sin qEAlttt 6 sin pEAttt3 6 sin pEA„tl

6 sin i:: ',,,, ÜEA .

(3)

А ='"■■- " 6EI.., l.EA_

6EA¡t,

6LA

2N^!./*N„j *l N„J..*Ñ-J..*h

H---f--;-H--——---1-----

6EA^ ósinaEA^ 6s¡np.';i ^ Osinfisi

Ñ„J.,*Ñ„J.,*h(l-2ii*ctga)

(4)

Kf =

21,

Д¡i/ I

ósinciEA^ Ift

6£A„

2NU.f-i*L

1 'д-2 , V-l ».»-l

+ + "Г

2NU/*I„ NÍ./+2*h NUj+iH

----1--;--1--;——--1--;——--h

6 EAn. 6sma£4ts+] 6 sin ¡ЗЕАМ+2 6 s i n pEA^,,

Ñlj.A * h Ñjj,< * (l-2h * ctga)

6sm 6£.41(

(5)

S,

2n

--J-1---i-í-K_l +

6 EA„_,

| Ñ\„„j„*A | 3V„.,.2 *Ñ*h f

6E4„ s11: аКАл 6sin ¡5EA^Z

Ñ Ñ:,*h Af„,/■■! *Л'„.| ,.i *h Ñ-2h*etga)

6s¡n/jRÍ„.:.

6 sin I./'. I

6И.

(6)

6E.4,

6EA„,

6EA..

---1---1---г

6sin nt'.-f,,,, fisin pEA„., 6sin f¡EA„hí

6 sin /J/ГЛ,,..!

rtsin a£4„

(7)

Коэффициенты за-

пишутся аналогично, как и коэффициенты

, «ге-2/, <Гш-J/ i 0лае-2/ Свободный Член В общем виде выразим формулой:

_ v ; X>t.j X„ ,F ^ v R,, f-R,rjp _ Bw ^ К,,-1./ Cm-I./ Rxe-lJ

Ae./P = I ----Ь - — =-— +--1-------

EI j»,/ E Aw./ E I«./ E IYi-+]./ Ixtf

./ ^ Ite.f

/ 1 1 ч

-СХе./КгсА--+ --) +

(8)

где через Rxe-1,f, Rxe,f, Rxe+1,f обозначены упругие реакции опор e,f, e+1,f, полученные в результате распределения внешней нагрузки в пространственной

стержневой модели; через В.™/*= Кхе/'=0 обозначены фиктивные реакции опор e,f в e,f и e+1,f пролетах, равны нулю в связи с узловым приложением внешнего усилия Р.

Уравнения (1) с учетом выражений (3)-(8) будет иметь вид:

- для первой шпренгельной конструкции:

+Sb,Xs +5tiX, +Sttxt +4-X + V„ =a

2л

1,

1, ш 1г

V. 1, = 0;

F, уДг, Н)

1,%

/,

= 0;

Т + V, = 0.

(9)

-для второй шпренгельной конструкции:

Л', + <S,. ^ +,%, Л-10 + , + 4 + + 4. л'„ + yl - J + ^ = 0;

е,ихгщих,+a-io+fyx»+^„л-,, ^¿^Хи^х,, + ^ -

■'i ;i

i-^, +й„, А',„ + ii„ 4 А',, + , А",, + f А*,, + . A'l4+_у|4 =11

(10)

Аналогично записывается уравнение i-х усилий для конструкций другого направления.

Прогиб на упруго-проседающей опоре неразрезной конструкции в направлении ОХ в общем случае равен суммарной реакции этой опоры, умноженной на коэффициент податливости cxe,f:

2ScJ=CSej*IX,e-I j/istj- Xsej*(l/hej + 1/hi + lj) + Xxe* l/lse + Ijj + C,cJ*Rs:c.f, (11)

в направлении ОУ: Z^r Cyt/*[Xyef. l/Ivtf-Xye,f*(7/7,«/+ I/iytJ+l) + Хуф ¡ftyfct} + Си-. i*Ryf-(12)

Выражения (11) и (12) отражают один и тот же прогиб в узле e,f. Приравняв правые части этих выражений, получаем

c,e,f* /x„.l j/ ! xtf-Xwf* ( J / lie/ + I / he*I/) i X„ + lj/ Le+l.fj -■ [Xnl,f-l/l>*f- Xy1/*( I /lytf + I /1уф1) + Xyi/ц/lylfil] + t- C„.f*R„J - Cyej*Ryef = 0

(13)

- уравнение, которое отражает статическое равновесие усилий в узле e,f с учетом податливости опор.

Уравнение статического равновесия узла перекрестно-ребристой шпренгельной системы, выраженного через узловые изгибающие моменты, продольные и поперечные силы и внешняя нагрузка будет иметь вид: Ж+Х»*А.л I ...+%*&.< 4 Д,/=<)

(14)

Полученное уравнение статики (14) аналогичное выведенному ранее уравнению статического равновесия усилий в узле e,f с учетом податливости опор (13) при условии равенства в данном узле коэффициентов податливости cxe,f *= cye,f *.

В уравнении (14) (или (13)) в принятой расчетной схеме количество поперечных балок e может меняться от 1 до m, а количество продольных балок жесткости f -

от 1 до п. Краевыми условиями уравнения (14) (13)) будут:

Хс(е=о)/--Хх(е=в+1)/~- О,

Ху(е ¡)/ Хуе,(/- „) 0.

Уравнений статики (14) (icm=mn) недостаточно для определения неизвестных изгибающих моментов Хх и Ху (im=iх+iу=mn+m(n-2)=2mn-2mn). Учитывая это, в систему уравнений (14) необходимо включить дополнительные уравнения неразрывности деформаций.

Сгруппировав в уравнении (9) члены с одинаковыми коэффициентами податливости, после определенных математических операций получаем:

для п-ных балок направления Ох уравнения:

(16)

для т-ных балок по оси ОУ:

ХУс./-1 -а /(бЩуе£1) + 2Х)е,г-а /( ЗК/ущ/) + Х^ 1 ■ а/(6Е.Кф!) +

+ / а - 26к//а + &е/>1/а 0.

(17)

Уравнение (16) или (17) отражает неразрывность усилий и прогибов пространственной системы.

В уравнениях (16), (17) в принятой расчетной схеме количество поперечных балок е может меняться от 1 до т, а количество продольных балок f в уравнении (16) -от 1 до п, в уравнении (17) - от 2 до п-1. Краевыми условиями уравнениям (16), (17) будут условия

дх(е=е+1,0.

Вместе уравнения вида (14), (16) и (17) представляют систему конечных линейных алгебраических уравнений, которая является достаточной для определения неизвестных изгибающих моментов Хх, Ху и прогибов. Полученная таким образом система уравнений вмещает М и п неизвестных изгибающих моментов Хх, т х (п-2) -изгибающих моментов Ху, т и п - прогибов икс. В целом система L = 3 и М и М и п - 2п раз статически неопределенная при условии отсутствия дефектов, влиявших бы на запись предельных условий (15), (18).

Полученные члены уравнений (16) и (17) комплектуют матрицу податливости. Члены уравнения (14) ком-плетируют матрицу статического равновесия. Система уравнений (14), (16), (17) является достаточным для нахождения неизвестных изгибающих моментов и вертикальных перемещений упругой изогнутой оси балки в каждом заданном узле.

Таким образом задана математическая модель плитно-балочной пространственной пролетного строения удовлетворяет трем группам условий:

- условиям равновесия;

- условиям совместимости деформаций, связывающих деформации и перемещения;

- физическим условиям, которые связывают усилия и деформации.

Решение конечной системы линейных алгебраических уравнений предполагает получение:

а) распределения усилий от действия внешней нагрузки, изгибающих моментов, вертикальных перемещений и параметров напряженно-деформированного состояния элементов пространственной конструкции под действием внешней узловой нагрузки с учетом возможных дефектов существующих пролетных строений;

б) интенсивности нагрузки в принятой схеме при заданных параметрах напряженно-деформированного со-

стояния всех элементов пространственной перекрестно-ребристой системы при учете их жесткостных характеристик до и после трещинообразования.

Для решения конечной системы линейных алгебраических уравнений (14), (26), (17) совместимо используем метод линейного математического программирования и метод переменных параметров упругости.

В рамках разработанного алгоритма ведется поиск минимума целевой функции жесткостных характеристик и усилий в элементах пространственной конструкции.

Жесткость сводного сечения до появления трещин будет иметь вид:

В (х) ~ 0,85 Еь1ы.щГ, (19)

В (у) — 0,85-Еъ-1,^,уе/, (20)

где коэффициент 0,85 учитывает снижение жесткости под влиянием деформаций в бетоне растянутой зоны.

Жесткость сводного сечения после появления трещин:

ЕЛ

В(у) = К

'„уе/ уе[

(Ъ+^ЯЕАЛ^

(21)

(22)

ел

Полученный вектор перераспределения усилий и перемещений в узлах перекрестно-ребристой шпренгель-ной системы в случае упруго-пластической работы отдельных элементов формирует матрицу податливости для следующего приближения. Уравнение неразрывности деформаций (16), (17) с учетом свойства (19 ... 22) в дальнейших приближениях будут иметь вид:

для п-ных балок направления Ох уравнения: Х,*Яи+,.лХ„.,+Х„*&.„ + Х„ч*&.п+1+ ..лХ,*&, + Лг 0

(23)

для т-ных балок по оси ОУ:

Хуе/., ■ с/ / (бВ(у)^1.1) + 2 Хге/ - с! / (ЗВ(у)у^ + ХуФ, ■ <1 / (6И(у),^,)

+ 2у1/,! / С/ - 2 2,1// с! I (1 = 0.

(24)

Напряжение в балке жесткости комбинированной сталежелезобетонной шпренгельной конструкции находим по формуле

сг —

А.,

IV

" (25)

Расчет проводят до тех пор, пока разница между полученным в результате промежуточного решения для двух поочередных расчетов не превышает некоторой величины ИС-заданной точности расчета.

Заключение

Разработанный математический аппарат можно использовать для решения и обратной задачи: нахождение усилий в перекрестно-ребристой системе с известными экспериментальными значениями прогибов или деформаций. Разработанный математический аппарат расчета шпренгельных сталежелезобетонных систем с учетом факторов физической нелинейности можно использовать для шпренгельных конструкций произвольной формы, с произвольной геометрией и армированием сечений. Совместное использование методов линейного программирования и методов нелинейно упругих систем, которые в процессе сводятся к расчету ли-

X X

о

го А с.

X

го т

о

2 О

м о

нейных алгебраических уравнений, позволяющий ускорить всхожесть итерационного процесса и сократить время расчета на ЭВМ.

selective laser melting of Ti-6Al-4V: A review. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 128, 1-20. https://doi.Org/10.1016/j.ijmachtools.2018.01.01.003

о

СЧ

о

es

in

О Ш

m

X

<

m О X X

Литература

1. V, D. (1969). Experimental measurement of forces during extrusion and correlation with theory. ASME-Paper 69-WA / Lub-6.

2. BurreN, M. C., Kaller, R. S., & Armstrong, N. R. (1982). Data Acquisition and Processing Modes for Quantitative Auger Electron Spectroscopy. Analytical Chemistry, 54 (14), 2511-2517. https://doi.org/10.1021/ac00251a024

3. Galdino, S. M. L., Costa Dantas, C., & van Grieken, R. (1987). Radio-isotope neutron activation analysis for vanadium, manganese and tungsten in alloy steels. Analytica Chimica Acta, 196 (C), 337-343. https://doi.org/10.1016/S0003-2670(00)83107-4

4. Borovinskaya, I. P., Ratnikov, V. I., & Vishnyakova, G. A. (1992). Some chemical aspects of power SHS-compacting. Inzhenerno-Fizicheskii Zhurnal, 63 (5), 517-524.

5. Gerbish, S., Ganchimeg, S., & Sodnom, N. (1993). Multielemental photon activation analysis of copper-molybdenum ores and products of processing using a microtron bremsstrahlung. Journal of Radioanalytical and Nuclear Chemistry Articles, 168 (2), 503-511. https://doi.org/10.1007/BF02040533

6. Rao, V. S., & Sana, S. (2001). An overview of control design methods for smart structural system. In Proceedings of SPIE - The International Society for Optical Engineering (Vol. 4326, pp. 1-13). https://doi.org/10.1117/12.436461

7. Kocharekar, A. R., & Thakkar, N. V. (2004). Extractive spectrophotometric determination of copper (II) and its applications in pharmaceutical samples and alloys. Journal of Scientific and Industrial Research, 63 (3), 283-286.

8. Bogorodskiy, E. V, Balikov, S. V, & Rybkin, S. G. (2014). Improvement of assay of noble metals in sulfide ores. Gornyi Zhurnal, (1), 72-75.

9. Belitskaya, M. (2018). Ecologically adaptive receptions control the number of pests in the ecosystems of transformed at the forest reclamation. World Ecology Journal, 8 (2), 1-10. https://doi.org/https://doi.org/10.25726/NM.2018.2.2.001

10. Dolgikh, A. (2018). Monitoring of introduction resources of the Kulunda arboretum and allocation of valuable gene pool for protective afforestation. World Ecology Journal, 8 (1), 29-42. https://doi.org/https://doi.org/10.25726/NM.2018.1.1.003

11. Tereshkin, A. (2018). Specificity of optimization of recreational potential Forest park (on the example of the green zone of Saratov). World Ecology Journal, 8 (2), 60-70. https://doi.org/https://doi.org/10.25726/NM.2018.2.2.006

12. Jiménez-Trillo, J., Alvarez, A. L., Coya, C., Céspedes, E., & Espinosa, A. (2011). The use of arc-erosion as a patterning technique for transparent conductive materials. Thin Solid Films, 520 (4), 1318-1322. https://doi.org/10.1016/j.tsf.2011.04.153

13. Milonov, A. S., Danzheev, B. A., Smirnyagina, N. N., Dasheev, D. E., Kim, T. B., & Semenov, A. P. (2015). Synthesis of transition metal borides layers under pulsed electron-beams treatment in a vacuum for surface hardening of instrumental steels. In Journal of Physics: Conference Series (Vol. 652). https://doi.org/10.1088/1742-6596/652/1/012010

14. Shipley, H., McDonnell, D., Culleton, M., Coull, R., Lupoi, R., O'Donnell, G., & Trimble, D. (2018). Optimization of process parameters to address fundamental challenges during

The use of instrumental methods of processing alloys in the construction industry

Tutynin N.V.

ANO CPK "Formation"

The determination of forces in spatial reinforced concrete systems is mainly carried out on the basis of elastic calculation methods using approximate methods. The stiffness characteristics of the elements of such systems remain unchanged - do not depend on effort, but are specified directly by the cross sections of the elements. This calculation method does not take into account the redistribution of forces between structural elements after cracking and the appearance of plastic deformations in concrete or reinforcement. There are also problems with calculating the real state of structures with defects (corrosion or breakage of reinforcement, etc.). When using the method of limit equilibrium, which operates with the concept of a plasticity hinge, it is assumed that there is an infinite interval of plastic deformations during the deformation of a reinforced concrete element. In this approach, the redistribution of efforts in the spatial system is somewhat overestimated.

Keywords: Construction, alloy, processing, tool, form.

References

1. V, D. (1969). Experimental measurement of forces during extrusion and correlation with theory. ASME-Paper 69-WA/Lub-6.

2. Burrell, M. C., Kaller, R. S., & Armstrong, N. R. (1982). Data Acquisition and Processing Modes for Quantitative Auger Electron Spectroscopy. Analytical Chemistry, 54(14), 2511-2517. https://doi.org/10.1021/ac00251a024

3. Galdino, S. M. L., Costa Dantas, C., & van Grieken, R. (1987). Radio-isotope neutron activation analysis for vanadium, manganese and tungsten in alloy steels. Analytica Chimica Acta, 196(C), 337-343. https://doi.org/10.1016/S0003-2670(00)83107-4

4. Borovinskaya, I. P., Ratnikov, V. I., & Vishnyakova, G. A. (1992). Some chemical aspects of power SHS-compacting. In-zhenerno-Fizicheskii Zhurnal, 63(5), 517-524.

5. Gerbish, S., Ganchimeg, S., & Sodnom, N. (1993). Multiele-mental photon activation analysis of copper-molybdenum ores and products of processing using a microtron bremsstrahlung. Journal of Radioanalytical and Nuclear Chemistry Articles, 168(2), 503-511. https://doi.org/10.1007/BF02040533

6. Rao, V. S., & Sana, S. (2001). An overview of control design methods for smart structural system. In Proceedings of SPIE -The International Society for Optical Engineering (Vol. 4326, pp. 1-13). https://doi.org/10.1117/12.436461

7. Kocharekar, A. R., & Thakkar, N. V. (2004). Extractive spectrophotometric determination of copper(II) and its applications in pharmaceutical samples and alloys. Journal of Scientific and Industrial Research, 63(3), 283-286.

8. Bogorodskiy, E. V, Balikov, S. V, & Rybkin, S. G. (2014). Improvement of assay of noble metals in sulfide ores. Gornyi Zhurnal, (1), 72-75.

9. Belitskaya, M. (2018). Ecologically adaptive receptions control the number of pests in the ecosystems of transformed at the forest reclamation. World Ecology Journal, 8(2), 1-10. https://doi.org/https://doi.org/10.25726/NM.2018.2.2.001

10. Dolgikh, A. (2018). Monitoring of introduction resources of the Kulunda arboretum and allocation of valuable gene pool for protective afforestation. World Ecology Journal, 8(1), 29-42. https://doi.org/https://doi.org/10.25726/NM.2018.1.1.003

11. Tereshkin, A. (2018). Specificity of optimization of recreational potential Forest park (on the example of the green zone of Saratov). World Ecology Journal, 8(2), 60-70. https://doi.org/https://doi.org/10.25726/NM.2018.2.2.006

12. Jiménez-Trillo, J., Alvarez, A. L., Coya, C., Céspedes, E., & Espinosa, A. (2011). The use of arc-erosion as a patterning technique for transparent conductive materials. Thin Solid Films, 520(4), 1318-1322. https://doi.org/10.1016/j.tsf.2011.04.153

13. Milonov, A. S., Danzheev, B. A., Smirnyagina, N. N., Dasheev, D. E., Kim, T. B., & Semenov, A. P. (2015). Synthesis of transition metal borides layers under pulsed electron-beams treatment in a vacuum for surface hardening of instrumental steels. In Journal of Physics: Conference Series (Vol. 652). https://doi.org/10.1088/1742-6596/652/1/012010

14. Shipley, H., McDonnell, D., Culleton, M., Coull, R., Lupoi, R., O'Donnell, G., & Trimble, D. (2018). Optimisation of process parameters to address fundamental challenges during selective laser melting of Ti-6Al-4V: A review. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 128, 1-20. https://doi.org/10.1016/j.ijmachtools.2018.01.003