\chapter{Локальные поля напряжений и деформаций в представительных объемах
тканого композита с поликристаллической матрицей}

\section{Математическая модель упруго-хрупкого поведения тканого композита с
поликристаллической матрицей}

\subsection{Геометрическая модель слоя тканого композита}

Будем моделировать слой тканого композита с армирующим каркасом полотняного
переплетения образованного волокнами круглого поперечного сечения
постоянного диаметра $D$, толщина которого которого составляет $2,5 D$.
Будем считать, что искривление нитей основы и утка ткани задается
дугой окружности $a$ с центральным углом $\alpha = \pi \mathord{\left/
{\vphantom {\pi 4}} \right. \kern-\nulldelimiterspace} 4 $ и прямой $b$
(рис.~\ref{fig:c2:geometry}) \cite{bib:imankulova}. В силу малости деформаций
будем считать углы $\alpha$ неизменными при нагружении слоя.

\begin{figure}
 \centering
 \includegraphics[width=17cm]{geom}
 \caption{Геометрия изгиба волокна}
 \label{fig:c2:geometry}
\end{figure}

Построение геометрической модели слоя тканого композита будем проводить с
помощью платформы для численного моделирования SALOME, которая представляет
собой набор пре- и постпроцессинга. Первоначально задуманная как
программное обеспечение CAD-CAE, SALOME реализует возможности
параллельных вычислений, объединяет модули, применяемые в различных
приложениях численного моделирования и САПР. Так, например, платформа
SALOME используется как база для проекта NURESIM (European Platform for
NUclear REactor SIMulations), предназначенного для полномасштабного
моделирования реакторов \cite{bib:salome}.

С помощью операции экструзии вдоль кривой, показанной на
рис.~\ref{fig:c2:geometry}, формируется сегмент волокна, из которого, в свою
очередь, с помощью операций трансляции и зеркалирования формируется фрагмент
ткани (рис.~\ref{fig:c2:regular}~а). Матрица моделируется с помощью операции
вычитания из твердотельного прямоугольного параллилепипеда фрагмента ткани,
после чего матрица и фрагмент ткани совмещаются для получения твердотельной
модели тканого композита с поликристаллической матрицей
(рис.~\ref{fig:c2:regular}~б) \cite{bib:salome:geom,
bib:salome:additional_geom, bib:laduga:geom}.

\begin{figure}[ht]
 \centering
 \includegraphics[width=17cm]{geometry/v1/regular_all}
 \caption{Фрагмент слоя тканого композита с идеальной периодической структурой:
а)~только волокна, б)~волокна, окруженные матрицей}
 \label{fig:c2:regular}
\end{figure}

Коэффициенты армирования моделируемого слоя тканого композита с
поликристаллической матрицей --- $\alpha_{1} = \alpha_{3} = 0{,}14$. Здесь и
далее оси $x_1$ и $x_3$ ортогональной декартовой системы координат принадлежат
плоскости слоя.

Будем рассматривать дефекты, типичные для тканых композитов с
поликристаллической матрицей: пропуск нити основы
(рис.~\ref{fig:c2:fiber_skip}), разрыв волокна основы
(рис.~\ref{fig:c2:one_fiber_break}), разрыв волокон основы и утка
(рис.~\ref{fig:c2:two_fibers_break}), а также внутреннюю технологическую пору
(рис.~\ref{fig:c2:pore}).

\begin{figure}[ht]
 \centering
 \includegraphics[width=17cm]{geometry/v1/d1d2}
 \caption{Фрагмент тканого композита с пропуском нити без дополнительной
пропитки (а) и с пропиткой (б)}
 \label{fig:c2:fiber_skip}
\end{figure}

\begin{figure}[ht!]
 \centering
 \includegraphics[width=17cm]{geometry/v1/d3d6}
 \caption{Фрагмент тканого композита с разрывом волокна основы без
дополнительной пропитки (а) и с пропиткой (б)}
 \label{fig:c2:one_fiber_break}
\end{figure}

\begin{figure}[ht!]
 \centering
 \includegraphics[width=17cm]{geometry/v1/d4d7}
 \caption{Фрагмент тканого композита с разрывом волокон основы и утка без
дополнительной пропитки (а) и с пропиткой (б)}
 \label{fig:c2:two_fibers_break}
\end{figure}

\begin{figure}[ht!]
 \centering
 \includegraphics[width=10cm]{geometry/v1/d5}
 \caption{Фрагмент тканого композита с внутренней технологической порой}
 \label{fig:c2:pore}
\end{figure}

Полости, образующиеся в результате разрывов нити основы, нитей основы или утка
или вызванные наличием внутренней технологической поры имеют характерные
размеры, соизмеримые с характерными размерами неоднородностей, не изменяют
значительно интегральные коэффициенты армирования композита. Полость,
образующаяся при пропуске волокна основы уменьшает коэффициент армирования
вдоль основы до $0{,}13$. При дополнительном уплотнении с последующей
карбонизацией или доосаждением матрицы из газовой фазы эти полости могут быть
заполнены материалом матрицы либо оставаться незаполненными.

\subsection{Постановка краевой задачи теории упругости}

Будем предполагать, для простоты, что волокна и матрица слоя модельного
тканого композита изотропные, линейно упругие, не изменяющие геометрию,
взаимное расположение и тип симметрии при нагружении. Тогда компоненты
тензора напряжений $\sigma_{ij,j} ({\bf r})$ удовлетворяют уравнениям равновесия

\begin{equation}
 \sigma_{ij,j} ({\bf r}) = 0,\label{eq:Eqvilibrium}
\end{equation}

\noindent а компоненты тензора малых деформаций $\varepsilon_{ij}$ связаны
с компонентами вектора перемещений $u_{i}$ геометрическими соотношениями Коши 

\begin{equation}
\varepsilon_{ij} ({\bf r}) = \frac{1}{2}\left[u_{i,j} ({\bf
r}) + u_{j, i}({\bf r}) \right].
\label{eq:Koshi}
\end{equation}

Введем для описания геометрии слоя тканого композита единичную
кусочно-однородную индикаторную функцию $\lambda({\bf r})$ радиус-вектора
${\bf r}$, которая принимает значение $1$, если точка принадлежит нити основы
или утка, и $0$, если матрице. Тогда определяющие соотношения могут быть
записаны следующим образом:

\begin{equation}
\sigma_{ij} ({\bf r}) = \left\{ C_{ijkl}^{f}\lambda({\bf r}) +
C_{ijkl}^{m} \left[ 1-\lambda({\bf r}) \right ] \right\}
\varepsilon_{kl}({\bf r}),
\label{eq:Guck}
\end{equation}

\noindent где верхними индексами $f$ и $m$ отмечены материальные
коэффициенты, относящиеся к волокнам и матрице соответственно.

Краевая задача \eqref{eq:Eqvilibrium}--\eqref{eq:Guck} должна
быть дополнена граничными условиями

\begin{equation} 
 \begin{array}{c}
  u_1 {\bf (r)}|_{\Gamma_2} = u_1^0, \quad u_3 {\bf (r)}|_{\Gamma_1} = u_3^0, \\
  u_1 {\bf (r)}|_{\Gamma_4} = u_3 {\bf (r)}|_{\Gamma_3} = u_2
  {\bf (r)}|_{\Gamma_5} = u_2 {\bf (r)}|_{\Gamma_6} = 0, \\
  \sigma_{12} {\bf (r)}|_{\Gamma_4} = \sigma_{13} {\bf (r)}|_{\Gamma_4} =
  \sigma_{13} {\bf (r)}|_{\Gamma_3} = \sigma_{23} {\bf (r)}|_{\Gamma_3} = 0, \\
  \sigma_{12} {\bf (r)}|_{\Gamma_5} = \sigma_{13} {\bf (r)}|_{\Gamma_5} =
  \sigma_{12} {\bf (r)}|_{\Gamma_6} = \sigma_{13} {\bf (r)}|_{\Gamma_6} = 0,
 \end{array}
 \label{eq:b_cond}
\end{equation}

\noindent обеспечивающими заданное макрооднородное равнокомпонентное
деформирование в плоскости слоя и условиями идеального сопряжения

\begin{equation}
 \left[\sigma_{ij} {\bf (r)} n_{j} \right] |_{\Gamma_7^{+}} =
 \left[\sigma_{ij} {\bf (r)} n_{j} \right] |_{\Gamma_7^{-}}, \quad
 \left[u_i {\bf (r)}\right]|_{\Gamma_7^{+}} = \left[u_i
 {\bf(r)}\right]|_{\Gamma_7^{-}} 
 \label{eq:b_cond_ideal}
\end{equation}

\noindent на границах раздела фаз $\Gamma_7$ (рис.~\ref{fig:c2:b_cond}).

\begin{figure}[!ht]
 \centering
 \includegraphics[width=12cm]{geometry/v1/bc}
 \caption{Граничные условия краевой задачи теории упругости}
 \label{fig:c2:b_cond}
\end{figure}

Полости, вызванные наличием локальных дефектов и незаполенные матрицей имеют
внутреннюю поверхность $\Gamma_8$, на которой отсутствуют ограничения на
перемещения, а сама поверхность свободна от напряжений:

\begin{equation}
 \sigma_{ij} {\bf (r)} n_{j} |_{\Gamma_8} = 0.
 \label{eq:b_cond_free}
\end{equation}

\section{Модели тканого композита с поликристаллической матрицей с периодическим
и квазипериодическим расположением волокон}

\subsection{Численное решение краевой задачи упругости методом конечных
элементов}

Краевая задача \eqref{eq:Eqvilibrium} -- \eqref{eq:Guck} с граничными условиями
\eqref{eq:b_cond} -- \eqref{eq:b_cond_free}  решается численно методом конечных
элементов, который является одним из наиболее эффективных методов решения задач
механики деформируемого твердого тела и расчета конструкций из тканых
композитов.

Решать задачу будем с помощью некоммерческого пакета Code-Aster, входящего в
состав платформы SALOME-MECA. Этот пакет был разработан и сертифицирован
специально для французской энергетической отрасли и предназначен для задач
механики сплошных сред, термо- и гидродинамики, акустики и магнетизма,
выполнения расчетов для строительных конструкций и сооружений
\cite{bib:code-aster:common, bib:code-aster:presentation}.

Дискретизация матрицы проводилась на 14-узловые тетраэдральные элементы
(рис.~\ref{fig:elements}~а), волокно разбивалось на 20-узловые гексаэдральные
элементы (рис.~\ref{fig:elements}~б).

\begin{figure}[ht!]
 \centering
 \includegraphics[width=8cm]{elements}
 \caption{Пример конечных элементов: а) тетраэдральный, б) гексаэдральный}
 \label{fig:elements}
\end{figure}

На рис.~\ref{fig:mesh:matrix} представлена конечно-элементная сетка фрагмента
матрицы слоя модельного тканого композита полотняного переплетения.
Конечно-элементная сетка волокон представлена на рис.~\ref{fig:mesh:fibers}.

Степень дискретизации выбиралась таким образом, чтобы чтобы полученные значения
структурных перемещений, деформаций и напряжений в слое тканого композита без
локальных дефектов и с несовершенствами ни качественно, ни количественно не
изменялись при уменьшении характерных размеров конечных элементов.

Из таблицы~{\ref{tab:convergence}}, в которой показана зависимость максимальных
интенсивностей напяжений от количества конечных элементов, видно, что
расхождение между двумя последними строками не превышает $1\%$. Это говорит о
достаточной степени дискретизации модели.

\begin{figure}[ht!]
 \centering
 \includegraphics[width=17cm]{mesh/v1/matrix}
 \caption{Пример дискретизации матрицы}
 \label{fig:mesh:matrix}
\end{figure}

\begin{figure}[ht!]
 \centering
 \includegraphics[width=17cm]{mesh/v1/fibers}
 \caption{Пример дискретизации волокон}
 \label{fig:mesh:fibers}
\end{figure}

\begin{table}[ht!]
 \caption{Зависимость максимальных интенсивностей напряжений от количества
	  \newline конечных элементов}

  \begin{tabular}{|c|c||c|c||c|c|}
    \hline
    \multicolumn{2}{|p{5cm}||}{Идеальная периодическая структура}& 
    \multicolumn{2}{|p{5cm}||}{Тунельная пора}&
    \multicolumn{2}{|p{5cm}|}{Туннельная пора, доуплотненная матрицей} \\
    \hline
    $C$ & $\sigma_{max}$  & $C$ & $\sigma_{max}$ & $C$ & $\sigma_{max}$ \\
    \hline
    \hline
    218 207 & 33.6 & 213 381 & 38.0 & 194 196 & 37.9 \\
    \hline
    271 644 & 32.0 & 261 695 & 36.2 & 241 932 & 36.0 \\
    \hline
    365 283 & 31.1 & 345 396 & 35.2 & 326 327 & 35.2 \\
    \hline
    427 855 & 31.2 & 402 304 & 35.4 & 382 954 & 35.3  \\
    \hline
   \end{tabular}
 \label{tab:convergence}
\end{table}

Параметры конечно-элементной сетки, удовлетворяющие условиям неизменности
качественных и количественных характеристик для моделей с различными видами
дефектов, а также для модели с идеальной периодической структурой представлены
в таблице~\ref{tab:discr}.

\begin{table}[ht!]
 \caption{Параметры конечно-элементной сетки}
   \begin{tabular}{|p{8.25cm}||>{\centering}p{3.45cm}|p{3.45cm}<{\centering}|}
    \hline
      & Тетраэдральные элементы & Гексаэдральные элементы \\
    \hline
    \hline
     Идеальная периодическая структура & 298 255 & 77 760 \\
    \hline
     Тунельная пора & 285 664 & 69 984 \\
    \hline
     Туннельная пора с доуплотнением & 266 314 & 69 984 \\
    \hline
     Разрыв волокна основы & 285 466 & 75 168 \\
    \hline
     Разрыв волокна основы с доуплотнением & 296 499 & 75 168 \\
    \hline
     Разрыв волокон основы и утка & 279 276 & 72 576 \\
    \hline
     Разрыв волокон основы и утка с доуплотнением & 276 175 & 72 576 \\
    \hline
     Внутренняя технологическая пора & 287 934 & 77 760 \\
    \hline
  \end{tabular}
 \label{tab:discr}
\end{table}

Модуль Юнга $E_f = 280$~ГПа и коэффициент Пуассона $\nu_f = 0{,}20$
волокон соответствовали данным работы \cite{bib:tarnapolsky}.
Упругие модули поликристаллической матрицы были выбраны следующими: $E_m
= 0{,}28$~ГПа и коэффициент Пуассона $\nu_m = 0,40$. 

Распределения интесивностей напряжений в слое тканого композита с идеальной
периодической структурой, полученные в ходе решения задачи показаны на
рис.~\ref{fig:vmis_v1_s1}. 

\begin{figure}[ht]
 \includegraphics[width=15cm]{vmis_v1_s1}
 \caption{Поля интенсивности напряжений в слое тканого композита с идеальной
периодической структурой}
 \label{fig:vmis_v1_s1}
\end{figure}

Из рисунка видно, что распределение искомых полей в рассматриваемом случае
удовлетворяют условиям симметрии и периодичности геометрической модели и
приложенной внешней нагрузке, что говорит о корректно построенной
геометрической модели и корректности полученного численного решенеия.
Максимальных значений интенсивность напряжений достигает в местах наибольшей
кривизны волокон.

\subsection{Коэффициенты концентрации напряжений}

Безразмерные коэффициенты $K_{\sigma_{ij}} = \sigma_{ij}({\bf r}) /
\sigma_{ij}^{per}({\bf r})$ вычислялись как отношение компонент тензора
напряжений в слое модельного тканого композита с локальным дефектом к
соответствующим компонентам в слое материала идеальной периодической структуры.

Для расчета коэффициентов концентрации был написан пакет вспомогательных
программ с использованием языка программирования Python, который является
простым и, в то же время, мощным интерпретируемым объектно-ориентированным
языком программирования. Он предоставляет структуры данных высокого уровня,
имеет изящный синтаксис и использует динамический контроль типов, что делает
его деальным языком для быстрого написания различных приложений, работающих
на большинстве распространенных платформ \cite{bib:rossum}.

Максимальные значения коэффициентов концентрации напряжений представлены в
таблице~\ref{tab:max_k_s1}:

\begin{table}[ht]
  \centering
  \caption{Максимальные коэффициенты концентрации напряжений в слое тканого
композита}
  \begin{tabular}{|p{8cm}||c|c|c|c|c|c|}
   \hline
     & $K_{\sigma_{11}}$ 
     & $K_{\sigma_{22}}$ 
     & $K_{\sigma_{33}}$ 
     & $K_{\sigma_{12}}$ 
     & $K_{\sigma_{13}}$ 
     & $K_{\sigma_{23}}$ \\
    \hline 
    \hline
     Пропуск волокна основы
     & $1{,}34$ & $2{,}11$ & $1{,}53$ & $1{,}36$ & ${\bf 2{,}50}$ & $1{,}42$ \\
    \hline
     Пропуск волокна основы (доуплотнение) 
     & $1{,}28$ & $1{,}77$ & $1{,}31$ & $1{,}29$ & ${\bf 2{,}43}$ & $1{,}23$ \\
    \hline 
    \hline
     Разрыв нити основы 
     & $1{,}29$ & $1{,}63$ & $1{,}30$ & $1{,}25$ & ${\bf 2{,}31}$ & $1{,}44$ \\
    \hline
     Разрыв нити основы (доуплотнение) 
     & $1{,}26$ & $1{,}49$ & $1{,}27$ & $1{,}25$ & ${\bf 2{,}20}$ & $1{,}32$ \\
    \hline
    \hline
     Разрыв нитей основы и утка 
     & $1{,}50$ & $1{,}92$ & $1{,}56$ & $1{,}58$ & ${\bf 2{,}53}$ & $1{,}70$ \\
    \hline
     Разрыв нитей основы и утка (доуплотнение) 
     & $1{,}35$ & $1{,}68$ & $1{,}41$ & $1{,}41$ & ${\bf 2{,}21}$ & $1{,}50$ \\
    \hline
    \hline
     Внутренняя пора
 & $1{,}31$ & $1{,}93$ & $1{,}35$ & ${\bf 4{,}38}$ & $1{,}73$ & ${\bf 4{,}56}$\\
    \hline
  \end{tabular}
  \label{tab:max_k_s1}
\end{table}

Как видно из таблицы, наибольший вклад в коэффициенты концентрации для всех
типов дефектов кроме внутренней технологической поры вносит касательная
составляющая тензора напряжений $\sigma_{13}$, её значение в модели с
дефектом более чем в $2$ раза превышает соответствующее значение в идеальной
периодической модели. В случае внутренней технологической поры значения
коэффициентов концентраций превышают $4$ и соответствуют касательным
составляющим тензора напряжений $\sigma_{12}$ и $\sigma_{23}$.

На рис.~\ref{fig:k_d1d2_s1}~--~\ref{fig:k_d5_s1} показаны распределения
коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в слое тканого композита с
искривленными волокнами и поликристалической матрицей при наличии различных
типов технологических дефектов и с учётом дополнительной пропитки композита
материалом матрицы. Расположение областей, в которых интенсивность напряжений
достигает максимальных значений в местах, где искривленные волокна основы или
утка имеют наибольшую кривизну, строго периодично. Исключение составляют
области, расположенные вблизи локальных дефектов, где интенсивности напряжений
превышают соответствующие интенсивности напряжений определенное для композита
идеальной периодической структуры в $1{,}2$ раза для случаев разрыва волокна
основы и внутренней технологической поры, в $1{,}4$ раза для случая пропуска
волокна основы и в $1{,}5$ раз для одновременного разрыва волокон основы и
утка. При этом, в случае пропуска волокна основы или разрыва волокон основы и
утка, значение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений может быть
снижено до $1{,}3$ с помощью дополнительных операций доуплотнения
поликристаллической матрицы.

\begin{figure}[ht!]
 \includegraphics[width=17cm]{concentrators/v1/scheme1/d1d2}
 \caption{Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в
слое тканого композита с пропуском волокна основы~(а) и с учётом
доуплотнения~(б)}
 \label{fig:k_d1d2_s1}
\end{figure}

\pagebreak

\begin{figure}[ht!]
 \includegraphics[width=17cm]{concentrators/v1/scheme1/d3d6}
 \caption{Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в
слое тканого композита с разрывом волокна основы~(а) и с учётом
доуплотнения~(б)}
 \label{fig:k_d3d6_s1}
\end{figure}

\begin{figure}[ht!]
 \includegraphics[width=17cm]{concentrators/v1/scheme1/d4d7}
 \caption{Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в
слое тканого композита с разрывом волокон основы и утка~(а) и с учётом
доуплотнения~(б)}
 \label{fig:k_d4d7_s1}
\end{figure}

\pagebreak

\begin{figure}[ht!]
 \centering
 \includegraphics[width=10cm]{concentrators/v1/scheme1/d5}
 \caption{Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в
слое тканого композита с внутренней технологической порой}
 \label{fig:k_d5_s1}
\end{figure}

\subsection{Коэффициенты концентрации напряжений при чистом сдвиге}

Если в краевой задаче \eqref{eq:Eqvilibrium} -- \eqref{eq:Guck} заменить
граничные условия \ref{eq:b_cond} граничными условиями

\begin{equation} 
 \begin{array}{c}
  u_1 {\bf (r)}|_{\Gamma_2} = -u_1^0, \quad u_3 {\bf (r)}|_{\Gamma_1} = u_3^0,\\
  u_1 {\bf (r)}|_{\Gamma_4} = u_3 {\bf (r)}|_{\Gamma_3} = u_2
  {\bf (r)}|_{\Gamma_5} = u_2 {\bf (r)}|_{\Gamma_6} = 0, \\
  \sigma_{12} {\bf (r)}|_{\Gamma_4} = \sigma_{13} {\bf (r)}|_{\Gamma_4} =
  \sigma_{13} {\bf (r)}|_{\Gamma_3} = \sigma_{23} {\bf (r)}|_{\Gamma_3} = 0, \\
  \sigma_{12} {\bf (r)}|_{\Gamma_5} = \sigma_{13} {\bf (r)}|_{\Gamma_5} =
  \sigma_{12} {\bf (r)}|_{\Gamma_6} = \sigma_{13} {\bf (r)}|_{\Gamma_6} = 0,
 \end{array}
 \label{eq:b_cond:s2}
\end{equation}

\noindent получим задачу на чистый сдвиг, решив которую получим распределение
интенсивностей напряжений, показанных на рис.~\ref{fig:vmis_v1_s2}.

\begin{figure}[ht]
 \includegraphics[width=15cm]{vmis_v1_s2}
 \caption{Поля интенсивности напряжений в слое тканого композита с идеальной
периодической структурой при чистом сдвиге}
 \label{fig:vmis_v1_s2}
\end{figure}

Максимальные значения коэффициентов концентрации напряжений в слое тканного
композита с искривленными волокнами и поликристаллической матрицей при наличии
различных технологических дефектов под воздействием сдвиговых
нагрузок представлены в таблице~\ref{tab:max_k_s2}:

\begin{table}[ht!]
  \centering
  \caption{Максимальные коэффициенты концентрации напряжений в слое тканого
композита при чистом сдвиге}
  \begin{tabular}{|p{8cm}||c|c|c|c|c|c|}
   \hline
     & $K_{\sigma_{11}}$ 
     & $K_{\sigma_{22}}$ 
     & $K_{\sigma_{33}}$ 
     & $K_{\sigma_{12}}$ 
     & $K_{\sigma_{13}}$ 
     & $K_{\sigma_{23}}$ \\
    \hline 
    \hline
     Пропуск волокна основы
     & $1{,}24$ & $1{,}31$ & $\bf2{,}30$ & $1{,}36$ & $\bf2{,}02$ & $1{,}52$ \\
    \hline
     Пропуск волокна основы (доуплотнение) 
     & $1{,}22$ & $1{,}27$ & $\bf2{,}14$ & $1{,}30$ & $\bf2{,}13$ & $1{,}55$ \\
    \hline 
    \hline
     Разрыв нити основы 
     & $1{,}25$ & $1{,}27$ & $\bf2{,}38$ & $1{,}29$ & $\bf1{,}97$ & $1{,}59$ \\
    \hline
     Разрыв нити основы (доуплотнение) 
     & $1{,}23$ & $1{,}25$ & $\bf2{,}03$ & $1{,}35$ & $\bf1{,}89$ & $1{,}52$ \\
    \hline
    \hline
     Разрыв нитей основы и утка 
     & $1{,}60$ & $1{,}56$ & $\bf3{,}28$ & $1{,}95$ & $\bf2{,}42$ & $2{,}01$ \\
    \hline
     Разрыв нитей основы и утка (доуплотнение) 
     & $1{,}48$ & $1{,}45$ & $\bf2{,}59$ & $1{,}76$ & $\bf2{,}17$ & $1{,}82$ \\
    \hline
    \hline
     Внутренняя пора
    & $1{,}19$ & $1{,}28$ & $\bf4{,}90$ & $\bf4{,}80$ & $1{,}30$ & $\bf5{,}04$\\
    \hline
  \end{tabular}
  \label{tab:max_k_s2}
\end{table}

Из таблицы видно, что в случае приложения сдвиговых нагрузок к
фрагменту композита с локальными технологическими дефектами максимальные
значения принимают коэффициенты концентрации касательной составляющей
$\sigma_{13}$ и нормальной составляющей $\sigma_{33}$ компонент тензор
напряжений. Для фрагмента с внутренней технологической порой максимальный вклад
в коэффициенты концентрации напряжений вносят касательные составляющие
$\sigma_{12}$ и $\sigma_{23}$ и нормальная составляющая $\sigma_{33}$ тензора
напряжений.

На рис.~\ref{fig:k_d1d2_s2}~--~\ref{fig:k_d5_s2} показаны распределения
коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в слое тканого композита с
искривленными волокнами и поликристалической матрицей при наличии различных
типов технологических дефектов и с учётом дополнительной пропитки композита
материалом матрицы под воздействием сдвиговых нагрузок. Вблизи локальных
дефектов интенсивности напряжений превышают соответствующие интенсивности
напряжений определенное  для композита идеальной периодической структуры в
$1{,}2$ раза при наличии внутренней технологической поры, в $1{,}3$  раза для
слчая пропуска или разрыва волокна основы и в $1{,}6$ раз для одновременного
разрыва волокон основы и утка. При этом, в случае разрыва волокна основы
или волокон основы и утка, значение коэффициентов концентрации интенсивностей
напряжений ожет быть снижено до $1{,}2$ и $1{,}5$ соответственно, с помощью
дополнительных операций доуплотнения поликристаллической матрицы.

\pagebreak

\begin{figure}[ht!]
 \includegraphics[width=17cm]{concentrators/v1/scheme2/d1d2}
 \caption{Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в
слое тканого композита с пропуском волокна основы~(а) и с учётом
доуплотнения~(б) при чистом сдвиге}
 \label{fig:k_d1d2_s2}
\end{figure}

\begin{figure}[ht!]
 \includegraphics[width=17cm]{concentrators/v1/scheme2/d3d6}
 \caption{Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в
слое тканого композита с разрывом волокна основы~(а) и с учётом
доуплотнения~(б) при чистом сдвиге}
 \label{fig:k_d3d6_s2}
\end{figure}

\pagebreak

\begin{figure}[ht!]
 \includegraphics[width=17cm]{concentrators/v1/scheme2/d4d7}
 \caption{Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в
слое тканого композита с разрывом волокон основы и утка~(а) и с учётом
доуплотнения~(б) при чистом сдвиге}
 \label{fig:k_d4d7_s2}
\end{figure}

\begin{figure}[ht!]
 \centering
 \includegraphics[width=10cm]{concentrators/v1/scheme2/d5}
 \caption{Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в
слое тканого композита с внутренней технологической порой при чистом сдвиге}
 \label{fig:k_d5_s2}
\end{figure}

\subsection{Коэффициенты концентрации напряжений при одноосном растяжении}

В случае, если граничные условия \ref{eq:b_cond} в краевой задаче
\eqref{eq:Eqvilibrium} -- \eqref{eq:Guck} будут принимать вид

\begin{equation} 
 \begin{array}{c}
  u_1 {\bf (r)}|_{\Gamma_2} = u_1^0, \quad u_3 {\bf (r)}|_{\Gamma_1} = 0, \\
  u_1 {\bf (r)}|_{\Gamma_4} = u_3 {\bf (r)}|_{\Gamma_3} = u_2
  {\bf (r)}|_{\Gamma_5} = u_2 {\bf (r)}|_{\Gamma_6} = 0, \\
  \sigma_{12} {\bf (r)}|_{\Gamma_4} = \sigma_{13} {\bf (r)}|_{\Gamma_4} =
  \sigma_{13} {\bf (r)}|_{\Gamma_3} = \sigma_{23} {\bf (r)}|_{\Gamma_3} = 0, \\
  \sigma_{12} {\bf (r)}|_{\Gamma_5} = \sigma_{13} {\bf (r)}|_{\Gamma_5} =
  \sigma_{12} {\bf (r)}|_{\Gamma_6} = \sigma_{13} {\bf (r)}|_{\Gamma_6} = 0,
 \end{array}
 \label{eq:b_cond:s3}
\end{equation}

\noindent получим задачу на одноосное растяжение слоя тканого композита в
направлении, соответствующем направлению утка.

Решив задачу \eqref{eq:Eqvilibrium} -- \eqref{eq:Guck} с граничными условиями
\ref{eq:b_cond_ideal} -- \ref{eq:b_cond_free} и \ref{eq:b_cond:s3} методом
конечных элементов, получим распределение интенсивности напряжений
(рис.~\ref{fig:vmis_v1_s3}) и максимальные значения коэффициентов концентрации
напряжений (таблица~\ref{tab:max_k_s3}).

\begin{figure}[ht]
 \includegraphics[width=15cm]{vmis_v1_s3}
 \caption{Поля интенсивности напряжений в слое тканого композита с идеальной
периодической структурой при одноосном растяжении}
 \label{fig:vmis_v1_s3}
\end{figure}

\begin{table}[ht!]
  \centering
  \caption{Максимальные коэффициенты концентрации напряжений в слое тканого
композита при одноосном растяжении}
  \begin{tabular}{|p{8cm}||c|c|c|c|c|c|}
   \hline
     & $K_{\sigma_{11}}$ 
     & $K_{\sigma_{22}}$ 
     & $K_{\sigma_{33}}$ 
     & $K_{\sigma_{12}}$ 
     & $K_{\sigma_{13}}$ 
     & $K_{\sigma_{23}}$ \\
    \hline 
    \hline
     Пропуск волокна основы
     &$1{,}26$ & $1{,}39$ & $\bf2{,}14$ & $1{,}36$ & $\bf2{,}66$ & $\bf2{,}64$\\
    \hline
     Пропуск волокна основы (доуплотнение) 
     &$1{,}24$ & $1{,}34$ & $\bf2{,}10$ & $1{,}29$ & $\bf2{,}75$ & $\bf3{,}00$\\
    \hline 
    \hline
     Разрыв нити основы 
     &$1{,}26$ & $1{,}36$ & $\bf1{,}92$ & $1{,}27$ & $\bf2{,}50$ & $\bf2{,}01$\\
    \hline
     Разрыв нити основы (доуплотнение) 
     &$1{,}24$ & $1{,}35$ & $\bf1{,}87$ & $1{,}35$ & $\bf2{,}41$ & $\bf2{,}81$\\
    \hline
    \hline
     Разрыв нитей основы и утка 
     &$1{,}43$ & $1{,}73$ & $\bf2{,}06$ & $1{,}46$ & $\bf2{,}66$ & $\bf2{,}17$\\
    \hline
     Разрыв нитей основы и утка (доуплотнение) 
     &$1{,}31$ & $1{,}55$ & $\bf1{,}91$ & $1{,}32$ & $\bf2{,}45$ & $\bf2{,}91$\\
    \hline
    \hline
     Внутренняя пора
     & $1{,}23$ & $1{,}39$ & $1{,}62$ & $\bf4{,}59$ & $1{,}40$ & $1{,}46$ \\
    \hline
  \end{tabular}
  \label{tab:max_k_s3}
\end{table}

Из таблицы \ref{tab:max_k_s3} можно заметить, что наибольший вклад в
коэффициенты концентраций вносят касательные составляющие тензора напряжений
$\sigma_{13}$ и $\sigma_{23}$ и нормальная составляющая $\sigma_{33}$.
Исключение составляет случай, когда в слое тканого композита присутствует
внутренняя технологическая пора. В этом случае значение касательной
компоненты тензора напряжений превышает соответсвующее значение в и деальной
периодической структуре в $4{,}59$ раз.

Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в слое
тканого композита с искривленными волокнами и поликристалической матрицей при
наличии различных типов технологических дефектов и с учётом дополнительной
пропитки композита материалом матрицы под воздействием сдвиговых нагрузок
представлены на рис.~\ref{fig:k_d1d2_s3}~--~\ref{fig:k_d5_s3}. 

\pagebreak

\begin{figure}[ht!]
 \includegraphics[width=17cm]{concentrators/v1/scheme3/d1d2}
 \caption{Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в
слое тканого композита с пропуском волокна основы~(а) и с учётом
доуплотнения~(б) при одноосном растяжении}
 \label{fig:k_d1d2_s3}
\end{figure}

\begin{figure}[ht!]
 \includegraphics[width=17cm]{concentrators/v1/scheme3/d3d6}
 \caption{Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в
слое тканого композита с разрывом волокна основы~(а) и с учётом
доуплотнения~(б) при одноосном растяжении}
 \label{fig:k_d3d6_s3}
\end{figure}

\pagebreak

\begin{figure}[ht!]
 \includegraphics[width=17cm]{concentrators/v1/scheme3/d4d7}
 \caption{Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в
слое тканого композита с разрывом волокон основы и утка~(а) и с учётом
доуплотнения~(б) при одноосном растяжении}
 \label{fig:k_d4d7_s3}
\end{figure}

\begin{figure}[ht!]
 \centering
 \includegraphics[width=10cm]{concentrators/v1/scheme3/d5}
 \caption{Распределение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений в
слое тканого композита с внутренней технологической порой при одноосном
растяжении}
 \label{fig:k_d5_s3}
\end{figure}

Из рисунков видно что вблизи локальных дефектов интенсивности напряжений
превышают соответствующие интенсивности напряжений определенное  для композита
идеальной периодической структуры в $1{,}2$ раза при наличии внутренней
технологической поры или разрыва волокна основы, в $1{,}3$  раза для слчая
пропуска или разрыва волокна основы и в $1{,}4$ раз для одновременного
разрыва волокон основы и утка. При этом, в случае пропуска или разрыва волокна
основы, значение коэффициентов концентрации интенсивностей напряжений может быть
снижено до $1{,}2$ и $1{,}3$ соответственно, с помощью дополнительных операций
доуплотнения поликристаллической матрицы.

\section*{Выводы ко второй главе}
\addcontentsline{toc}{section}{Выводы ко второй главе}

\begin{enumerate}
 \item Построена твердотельная модель фрагмента слоя тканого композита с
искривленными волокнами и поликристалической матрицей с идеальной
периодической структурой и локальными технологическими дефектами, такими как
пропуск волокна основы, разрыв волокна основы, разрыв волокон основы и утка и
внутренняя технологическая пора.
 \item Получены численные решения краевых задач на двухосное растяжение в
плоскости слоя, чистый сдвиг и одноосное растяжение в направлении утка.
 \item Вычислены безразмерные коэффициенты концентрации напряжений, вызванные
наличием локальных технологическх дефектов в виде пропуска волокна основы,
разрыва волокна основы, разрыва волокон основы и утка, а также внутренней
технологической поры.
 \item Определены механизмы инициирующие разрушение матрицы.
\end{enumerate}
