Структура и структурно-зависимые свойства подвергнутого угловому прессованию алюминиевого сплава с большим содержанием олова

List of references:

1. Vibrations in Engineering: A Handbook. T. 6. Vibration and shock / Ed. KV Frolov, - Moscow: Mashinostroenie, 1981. 456 p.

2. Occupational safety standards system Occupational safety standards system. Method for determination of dynamical characteristics of human body under vibration action GOST 12.4.094-88 The State Committee of Standards, Vol. "Moscow printer." 1989. M. 18 with.

3. Van der Westhuizen, A and Van Niekerk, J.L. "The verification of SEAT value as a reliable metric for the assessment of dynamic seat comfort," 39th UK Group Meeting on Human Response to Vibration, RMS Laboratories, Ludlow, England, 2004, P. 249-262.

Н.М. Русин

канд. техн. наук, ст. науч. сотр., Учреждение Российской академии наук Институт физики прочности и материаловедения Сибирского отделения РАН

А.Л. Скоренцев

технолог, Учреждение Российской академии наук Институт физики прочности

и материаловедения Сибирского отделения РАН

СТРУКТУРА И СТРУКТУРНО-ЗАВИСИМЫЕ СВОЙСТВА ПОДВЕРГНУТОГО УГЛОВОМУ ПРЕССОВАНИЮ АЛЮМИНИЕВОГО СПЛАВА С БОЛЬШИМ

СОДЕРЖАНИЕМ ОЛОВА

Аннотация. На примере сплава Д1-Бп с матричной структурой исследованы особенности её трансформации в условиях равноканального углового прессования. Установлено, что при многократном прессовании образца без вращения (маршрут А) структура сплава становится слоистой. Предложена модель, описывающая трансформацию структуры двухфазных сплавов при такой обработке. Показано, что прочность сплава со слоистой структурой описывается модифицированной закономерностью Холла-Петча.

Ключевые слова: равноканальное угловое прессование, интенсивная пластическая деформация, металлические композиционные материалы.

N.M. Rusin, ISPMS of the Siberian Branch of the RAS, Tomsk

A.L. Skorentsev, ISPMS of the Siberian Branch of the RAS, Tomsk

STRUCTURE AND THE STRUCTURALLY DEPENDENT PROPERTIES OF ALUMINUM ALLOY

WITH THE HIGH CONTENT OF TIN, SUBJECTED TO ANGULAR EXTRUSION

Abstract. The special features of matrix structure of alloy Al-Sn transformation under the conditions of equal channel angular extrusion were investigated. It did establish that during repeated extrusion of model without the rotation (route A) the structure of alloy becomes laminar. The model, which describes the transformation of the structure of two-phase alloys with this working, is proposed. It is shown that the strength of severe deformed alloy is described by modified Hall- Petch law.

Keywords: equal channel angular pressing; severe plastic deformation; metal composition materials.

Введение. Прочность композиционных материалов (КМ) с наполненной твёрдыми частицами матрицей зависит от концентрации фаз по правилу смеси:

Окм = OAÎa + OefB,

где а и f есть прочность и объёмная доля фазы с соответствующим индексом. При

фиксированном составе прочность КМ можно повысить за счёт измельчения или утонения частиц вторых фаз, сокращая, таким образом, длину свободного пробега дислокаций в матрице. Попытки сделать это in situ путём внешнего механического воздействия на матрицу с высокой концентрацией хрупкой второй фазы обычно неудачны из-за ослабления материала многочисленными трещинами. Однако существует целый класс КМ, где в качестве наполнителя металлической матрицы используются также металлы. Благодаря высокой пластичности второй фазы такие металлические композиционные материалы (МКМ) можно подвергать большим деформациям и управлять формой и размерами включений без нарушения их целостности, утоняя частицы вплоть до на-носкопических размеров. Утонение включений приводит к сокращению среднего свободного расстояния между ними, увеличению площади их несущей поверхности и способствует повышению эффективности упрочняющей фазы [1-4]. Прочность обработанных давлением МКМ дополнительно возрастает, если зёренная структура составляющих фаз измельчается в ходе интенсивной пластической деформации (ИПД).

В результате, прочность деформированных МКМ есть сумма вкладов

^мкм = ^ДУ + ^Х-П + ^ГФ,

где по правилу смеси определяется только величина сДУ - напряжение течения упрочненных деформацией фаз. сХ-П есть добавка к прочности МКМ, обусловленная структурным упрочнением, зависящим от среднего свободного расстояния между фазами. Вклад сГФ также может быть значительным, если при возрастании площади межфазной поверхности формируются тонкие приграничные области с особыми механическими свойствами [5-7]. Поскольку адгезионная прочность соединения фаз априори не известна и может меняться в ходе деформации за счет изменения химического потенциала поверхностных атомов и структуры их расположения, то разделить величину вклада членов в суммарную прочность с тем, чтобы вычленить основные параметры упрочнения МКМ, бывает весьма трудно.

Подвергнутый монотонному способу обработки металлов давлением (ОМД) образец заметно утоняется, что не только затрудняет исследование его структуры и проведение механических испытаний, но и резко ограничивает сферу практического применения сильнодеформированных МКМ. В этой связи для достижения больших пластических деформаций было бы полезно использовать методы немонотонного деформирования [8], сохраняющие поперечные размеры обрабатываемых образцов, такие как кручение под давлением, ковка с переменой оси осаживания, винтовая экструзия и ряд других, включая равноканальное угловое прессование (РКУП). Однако основная доля исследований с использованием немонотонной ИПД была проведена с использованием слаболегированных сплавов с относительно малым содержанием вторых фаз, с акцентом внимания на технологических проблемах получения объёмных поликристаллических наноструктурных материалов и изучении их свойств. Назначением частиц вторых фаз в таких материалах является стабилизация ультрамелкозернистой структуры посредством торможения мигрирующих границ зёрен, и для достижения нужного эффекта достаточно небольшой объёмной доли ультрамелких твёрдых частиц тугоплавкой твёрдой фазы.

Для измельчения зёренной структуры таких пластичных сплавов годятся прак-

тически все методы немонотонной ИПД, тогда как для in situ утонения структуры МКМ пригодны лишь некоторые из них. Например, теория предсказывает, что в случае РКУП маршрутом А (РКУП-А) обработка должна привести к последовательному вытягиванию и утонению структурных элементов [9, 10].

Задачей настоящей работы было исследование закономерностей трансформации формы и размеров вторых фаз, а также их влияние на механические свойства МКМ, подвергнутых указанному виду немонотонной деформации.

Материалы и методика эксперимента. В качестве материала для исследования был выбран спечённый сплав Al-40Sn с большим содержанием второй фазы, как из-за высокой практической значимости сплавов данной системы, так и из-за отсутствия растворимости компонентов сплава в твердом состоянии, благодаря чему перемешивание атомов на границе фаз отсутствует, и свойства их остаются стабильными. Можно надеяться, что, ввиду низкой температуры плавления компонентов (Тпл = 320° С и 660° С для Sn и Al, соответственно) и интенсивно протекающих в них процессов рекристаллизации и отдыха даже при комнатной температуре, ситуация на границах фаз не изменится и после ИПД. Тогда, как хорошо известно, что в случае более тугоплавких фаз формирование в них развитой дислокационной структуры при ИПД может существенно изменить их равновесную растворимость и, тем самым, способствовать изменению характера межфазного взаимодействия.

Прессовки из порошков подвергали жидкофазному спеканию в вакуумной печи. Спечённый материал имел матричную структуру, состоящую из прочного алюминиевого каркаса, наполненного оловянной фазой. Спеченные заготовки подвергали РКУП в пресс-форме с перпендикулярными каналами квадратного сечения 10х10 мм при температуре 25 и 150° С, используя маршрут А. От других маршрутов РКУП он отличается тем, что пространственное положение осей образца и каналов пресс-формы при повторных проходах сохраняется неизменным (образец не поворачивается).

Измерения твердости по Бринеллю и микротвердости материала производили в средней части прессовок. В последнем случае старались, чтобы основная площадь отпечатка приходилась на алюминиевую матрицу. Из середины прессовок вырезались образцы для испытаний на сжатие на машине "Instron" со скоростью осадки 0,2 мм/мин. Продольная ось осаживаемых образцов совпадала с направлением истечения материала.

Микроструктуру сплава Al-40Sn исследовали с помощью оптического и электронного сканирующего микроскопов. Поверхность для исследований готовили шлифованием алмазной пастой и последующим ее травлением в 4% растворе HNO3 в спирте. Измерение толщины прослоек фаз проводили по методу секущей, проходившей перпендикулярно их продольным осям.

Результаты и их обсуждение. Структура спеченного сплава Al-40Sn показана на рис.1 а и может быть классифицирована как матричная. Обработка сплава методом РКУП-А привела к смене типа его структуры на слоистый тип (рис. 1б). Поскольку при РКУП-А испытанную материалом в средней части образца деформацию условно можно трактовать как последовательный продольный простой сдвиг равной величины [10], то полученный тип структуры вполне закономерен.

Схематически это можно показать на примере трансформации формы квадрата со стороной h0, образованного сечением оловянного включения плоскостью течения. В

результате однократного сдвига квадрат превратится в параллелограмм, который и далее будет сохранять данный тип формы при увеличении числа проходов N. Однако линейные размеры фигуры при этом существенно изменятся. Так, согласно схеме на рис. 2, текущая его толщина Л будет меняться как

Л = Ио[

Рисунок 1 - Структура сплава А!-40Бп после спекания

Тогда изменение длины его стороны, ввиду плоского деформированного состояния материала при РКУП и условия постоянства площади исходного квадрата, можно найти из выражения

I = 11о[

В случае пресс-формы с перпендикулярными каналами сдвиг при РКУП осуществляется с интенсивностью Y = 2. Рассчитанные для этого случая значения И и ! приведены в табл. 1.

Из неё следует, что в процессе РКУП-А с увеличением номера прохода длина включений второй фазы должна практически удваиваться каждое прессование, тогда как темпы их утонения заметно замедлятся. Причиной замедления является последовательное уменьшение угла а между большой стороной параллелограмма и направлением течения прессуемого МКМ, совпадающего с направлением условного сдвига (рис. 2). Описанные изменения размеров и формы включения похожи на то, как если бы его подвергали прокатке, но всё с меньшей степенью осадки. Воспользовавшись данной аналогией можно сравнить полученные нами результаты с результатами эволюции структуры сплава А!-

Рисунок 2 - Схема дисторсии квадратного структурного элемента при РКУП

20об.°%Бп при прокатке [11]. В данной работе также было установлено, что оловянные включения в процессе деформации принимают форму вытянутых в направлении прокатки тонких слоёв, разделённых тонкими прослойками алюминия. При этом скорость утонения слоёв алюминиевой матрицы описывалась формулой типа

Л = Вехр

где деформация е = !п(й0/О) и О - толщина образца, й0 - толщина исходного и деформированного образца; В, т - коэффициенты пропорциональности.

Для оловянных слоёв такой закономерности выявлено не было, хотя в работах [12, 13] утверждается, что в случае экструзии сплава системы Д!-Бп утонение обоих фаз подчиняется формуле типа (5).

Таблица 1 - Изменение параметров квадратного структурного элемента при РКУП-А

Число проходов а,° 11/110 !/!0 У

0 90 1 1 0

1 26,6 0,45 2,24 2

2 14 0,24 4,12 4

3 9,6 0,17 6,08 6

4 7,1 0,12 8,06 8

На рис. 3 представлен график изменения толщины алюминиевой и оловянной фаз исследуемого нами сплава при РКУП-А. Измеренные значения толщин фаз хорошо укладываются на прямые зависимости Л от 1/Ы, что подтверждает правильность полученных выражений (3) и (4). Больший угол наклона прямой утонения в случае алюминиевых слоёв объясняется большей их начальной толщиной (И0) вследствие большей объёмной доли Д!. Однако если воспользоваться измеренным значением И0 и подставить его в Табл. 1, то, при сравнении рассчитанных величин с измеренными их значениями для различных N обнаруживаются расхождения. На рис. 4 приведены графики, отражающие соотношение теоретически рассчитанных и измеренных значений Л/10 для прослоек фаз сплава Д!-40Бп. Угол наклона прямых менее 45° означает, что прослойки алюминиевой и оловянной фаз утоняются с одинаковой, но меньшей скоростью, чем предсказывает предложенная нами модель,

О 0,2 0.4 0,6 0,8 1

[(21Ч)2+1]"1/2

Рисунок 3 - Влияние числа прессований на толщину алюминиевой и оловянной фаз в сплаве Д!-40Бп

то есть испытанная фазами деформация оказывается меньше расчётной. Однако линейная зависимость Л от 1/Ы показывает, что обнаруженное расхождение носит систематический характер.

По нашему мнению, может быть две основных причины такого расхождения. Первая - общее снижение величины деформации РКУП вследствие превращения плоской формы очага пластической деформации в веерообразную из-за формирования жёсткой зоны заторможенного течения материала во внешнем углу пресс-формы [14]. Также, ввиду высокой концентрации олова в сплаве А!-40Бп, может иметь место неоднородное распределение деформации по объёму образца, проявляющееся в локализации некоторой её части исключительно в мягкой фазе и, как следствие, свободное проскальзывание прослоек алюминия вдоль зажатого между ними слоя олова. В работе [11], где концентрация олова была ниже, чем в нашем сплаве, также был выявлена непропорциональность степени утонения оловянных прослоек и величины испытанной образцом деформации. Темп их утонения был ниже теоретического (5) вначале прокатки, затем (при в>5) он менялся на более быстрый, чем предсказывает теория.

Выразим величины И/И0 из формулы (4) при прокатке и формулы (3) для РКУП-А, полагая В = И0, т = 1 и 2Ы = уЫ, и приравняем их. При больших деформациях, когда N>>1, получим соотношение:

ехрв | Прокат = уЫ = ГЕ| РКУП,

где ГЕ - суммарная деформация.

Обе эти деформации можно привести к истинной (приведённой впр) деформации: ^Прокат =(Щ>

Рисунок 4 - Отклонение измеренной интенсивности утонения слоев фаз от рассчитанной в сплаве А!-40Бп при РКУП-А

пр

и у = л/3£пр\ркуп, тогда равенство (6) перепишется как

ехр ((3/2) I =73 е\ .

' / пр ¡Прокат пр\рКУП

Чтобы указанное равенство выполнялось впр|ркуП должно быть много больше епр| Прокат. То есть, для достижения равной степени утонения фазовых включений в МКМ прокаткой требуется гораздо меньшая объёмная деформация образца, чем при РКУП-А Поскольку работа по пластическому деформированию материала А = с£пр, то это означает, что использование такой немонотонной ИПД как РКУП с целью утонения фаз энергетически менее выгодно, чем применение монотонных видов деформации типа прокатки или экструзии. Однако по достижении равной степени утонения вторых фаз плотность запасённых дислокаций в обработанном методом РКУП материале, а, следовательно, и его прочность будет выше, нежели в этом же материале, но обработан-

ном методом монотонной деформации.

Другое дело, что, применяя последний вывод к сплаву А!-40Бп, нужно иметь ввиду низкую температуру плавления компонентов. Прочность чистого олова составляет 12 МПа. И сколь бы велика не была испытанная им деформация, деформационный наклёп оловянной фазы будет быстро сниматься, поскольку комнатная температура для него составляет 0,6 Тпл. Прочность отожженного чистого А! равна 45 МПа, а в полностью упрочненном состоянии она не выше 120 МПа, поскольку даже при прессовании алюминиевого образца без подогрева гомологическая температура деформирования также оказывается достаточно высокой (0,3 Тпл) и способствует активному протеканию релаксационных процессов. То есть, баланс между скоростью зарождения дислокаций и их аннигиляции и ухода на стоки устанавливается быстро. Это подтверждают также и данные по РКУП чистого алюминия, согласно которым прочность сплава после первого прессования практически не растёт. Сформировавшиеся при первом проходе субзерна при последующих РКУП не измельчаются, но только увеличивают относительную разориентацию на границах [14]. Таким образом, согласно (1), прочность сплава А!-40Бп не может быть высокой даже после больших деформаций ввиду малого вклада члена сДУ в уравнении (2).

Следствием переориентации, особенно при монотонных видах ОМД, при больших деформациях в материале устанавливается субзёренная структура с внутренней кристаллографической текстурой, благоприятно ориентированной для дислокационного скольжения, что также не способствует значительному росту прочности алюминиевой матрицы. Однако в дополнение к границам зёрен в МКМ существует ещё один тип непроницаемых для дислокаций барьеров - границы фаз. Особенности их расположения также определяют длину свободного пробега решёточных дислокаций, и формально для оценки их влияния на прочность может быть применено соотношение типа Холла-Петча

ах-п= ао + АсТ,

где а0 - прочность монокристалла, А - коэффициент Холла-Петча, п обычно равно 1.

Поскольку С в нашем случае есть толщина прослоек фаз, то уравнение Холла-Петча можно переписать в модифицированном виде для МКМ: ах-п ~ АИ-1,

где коэффициент В = А/И0, а И - толщина прослойки рассматриваемой фазы. Подставим сюда значение И из (3) и получим для случая РКУП-А

ах-п ~ В[

Для случая монотонной обработки можно использовать уравнение

На рис. 5 приведены графики изменения прочности и твердости сплава А!-40Бп, построенные в соответствии с модифицированным законом Холла-Петча (9а). Все значения прочности материала, относящиеся к первому и более высоким номерам РКУП-А, с высокой степенью точности ложатся на прямую в системе выбранных координат. То есть, можно констатировать, что модифицированный закон Холла- Петча довольно точно описывает прочность сплава А!-40Бп, подвергнутого ИПД методом РКУП-А. В свою очередь, это подтверждает гипотезу, что границы фаз в сплавах А!-Бп являются

непроницаемыми дислокационными барьерами.

160

700

О

0

1,5 2 2,5

Í1+Í2NW4

3

1,5 2 2,5

[l+(2N)3p

3

Рисунок 5 - Изменение прочности (а) и твёрдости (б) сплава А!-40Бп при РКУП-А

Скачек прочности сплава при переходе от спечённого к деформированному состоянию обусловлен деформационным упрочнением алюминиевой матрицы и характеризует величину первого члена суммы в уравнении (2). И поскольку последующие значения твёрдости и прочности деформированного сплава лежат на прямой, то можно констатировать, что при повторных РКУП его вклад в общую прочность сплава практически не меняется. Дальнейшее изменение прочностных свойств сплава зависит от параметров его фазовой структуры. И судя по тому, что результирующая прочность (рис. 5) деформированного сплава с тонкой слоистой структурой намного превышает значения прочности, предсказанные правилом смеси, величина добавочного вклада структурного упрочнения в ее величину существенна.

1. При спекании порошкового сплава Ai-4GSn формируется матричная структура с жёстким алюминиевым каркасом, которая при многократном РКУП-А преобразуется в структуру слоистого типа с чередующимися тонкими прослойками фаз.

2. Относительное изменение толщины прослоек фаз в процессе РКУП-А подчиняется закону h/ho ~ [(2N)2+1]-1/2, где N - число проходов образца через пресс-форму.

3. Начиная со второго и более РКУ-прессования изменение прочности сплава Ai-4GSn определяется особенностями его фазовой структуры и в случае маршрута А описывается модифицированной закономерностью Холла - Петча.

Работа выполнена при частичной финансовой поддержке РФФИ по проекту № 11-08-00460а.

Список литературы:

1. Г.Г. Дидикин, Н.И. Гречанюк, Б.А. Мовчан. Прочность и пластичность двухфазных конденсированных материалов Mo-Cu, Cr-Cu, Fe-Cu // Проблемы специальной электрометаллургии, №4. - 199G. - С. 51-55.

2. W. Yueguang. Particuiate size effects in the particie-reinforced metai-matrix composites // Acta mechanica sinica (Engiish series). -Voi. 17. - No 1. - 2GG1. - P. 45-58.

3. Теория и технология литейных композиционных материалов. [Электронный ресурс]: метод. указания по практ. занятиям / Красноярск : ИПК СФУ. - 2GG8. - 23 с.

4. H.Z. Ye, X.Y. Liu. Review of recent studies in magnesium matrix composites // J.

Выводы

Mater. Sci.. -Vol. 39. - 2004. - P. 6153-6171.

5. A. Baldan. Review. Adhesively-bonded joints and repairs in metallic alloys, polymers and composite materials: Adhesives, adhesion theories and surface pretreatment // J. Mater. Sci.. -Vol. 39. - 2004. - P. 1-49.

6. J.L. Ortiz, V. Amigo , A. Manzano, and M.A. Perez. Mechanical properties of composites made of an aluminum alloy matrix reinforced with titanium nitride particles, consolidated by powder extrusion // Metallurgical and materials transactions. -Vol. 38B. - 2007. -P. 1-4.

7. С.Д. Соловьев, Г.А. Кораблев. Физико-химические основы образования биметаллических соединений // Вестник ИжГТУ. - № 1. - 2006. - С. 34-40.

8. В.Л. Колмогоров. Механика обработки металлов давлением / М.: Металлургия. - 1986. - 688 с.

9. M. Nemoto, Z. Horita, M. Furukawa, T.G. Langdon. Equal-channel angular pressing: A novel tool for microstructural control // Metals and Materials. -Vol. 4. - No. 6. - 1998. -P. 1181-1190.

10. N. M. Rusin. Effect of ECAP Routes on the Specific Features of the "End Effect" // Physics of Metals and Metallography. -Vol. 102. - No. 2. - 2006. - P. 226-232.

11. O. Hernandez, G. Gonzalez. Microstructural and mechanical behavior of highly deformed Al-Sn alloys // Materials characterization. - Vol.59. - 2008. - P. 534-541.

12. K. Xu, K. Wongpreedee, A.M. Russel. Microstructure and strength of a deformation processed Al-20Sn in situ composite // J Mater Sci. - Vol. 37. - 2002. - P. 5209-5214.

13. K. Xu, A.M. Russel. Texture-strength relationships in a deformation processed Al-20Sn metal-metal composite // Mater. Sci. Eng.. -Vol. 373. - 2004. - P. 99-106.

14. Y. Iwahashi, Z. Horita, M. Nemoto, T.G. Langdon. An investigation of microstructural evolution during equal-channel angular pressing // Acta mater.. -Vol. 15. - No. 11. -1997. - P. 4733-4741.

List of references:

1. G.G. Didikin, N.I. Grechanyuk, B.A. Movchan. Strength and the plasticity of the two-phase condensed materials Mo-Cu, Cr-Cu, Fe-Cu // Problems of special electric metallurgy. - 1990. - №4. - P. 51-55.

2. W. Yueguang. Particulate size effects in the particle-reinforced metal-matrix composites // Acta mechanica sinica (English series). - 2001. - Vol. 17. - No 1. - P. 45-58.

3. Theory and the technology of foundry composite materials. [Electronic resource]: methodic on practices /Krasnoyarsk: IPK SFU. - 2008. - 23 p.

4. H.Z. Ye, X.Y. Liu. Review of recent studies in magnesium matrix composites // J. Mater. Sci.. -2004. - Vol. 39. - P. 6153- 6171.

5. A. Baldan. Review. Adhesively-bonded joints and repairs in metallic alloys, polymers and composite materials: Adhesives, adhesion theories and surface pretreatment // J. Mater. Sci.. - 2004. - Vol. 39. - P. 1-49.

6. J.L. Ortiz, V. Amigo, A. Manzano, and M.A. Perez. Mechanical properties of composites made of an aluminum alloy matrix reinforced with titanium nitride particles, consolidated by powder extrusion // Metallurgical and materials transactions. - 2007. - Vol. 38B. P. 1-4.

7. S.D. Solovyev, G.A. Korablev. The physical-chemistry bases of the bimetallic compounds formation // Vestnic of IjGTU. - 2006. - № 1. - P. 34-40.

8. V.L. Kolmogorov. Mechanic of pressure treatment of metals / М.: Metallurgia. - 1986. - 688 p.

9. M. Nemoto, Z. Horita, M. Furukawa, T.G. Langdon. Equal-channel angular pressing: A novel tool for microstructural control // Metals and Materials. - 1998. - Vol. 4. - No. 6. - P. 1181-1190.

10. N. M. Rusin. Effect of ECAP Routes on the Specific Features of the "End Effect" // Physics of Metals and Metallography. - 2006. - Vol. 102. - No. 2. - P. 226-232.

11. O. Hernandez, G. Gonzalez. Microstructural and mechanical behavior of highly deformed Al-Sn alloys // Materials characterization. - 2008. - Vol.59. - P. 534-541.

12. K. Xu, K. Wongpreedee, A.M. Russel. Microstructure and strength of a deformation processed Al-20Sn in situ composite // J Mater Sci. - 2002. - Vol. 37. - P. 5209-5214.

13. K. Xu, A.M. Russel. Texture-strength relationships in a deformation processed Al-20Sn metalmetal composite // Mater. Sci. Eng.. - 2004. - Vol. 373. - P. 99-106.

14. Y. Iwahashi, Z. Horita, M. Nemoto, T.G. Langdon. An investigation of microstructural evolution during equal-channel angular pressing // Acta mater.. - 1997. - Vol. 15. - No. 11. - P. 4733-4741.

Б.В. Чувыкин

д-р техн. наук, профессор, ФГБОУ ВПО «Пензенский государственный университет»

А.В. Селезнев

аспирант, ФГБОУ ВПО «Пензенский государственный университет»

И.А. Сидорова

аспирант, ФГБОУ ВПО «Пензенский государственный университет»

ЧУВСТВИТЕЛЬНОСТЬ АЛГОРИТМА ПРЯМОГО ДЕКОДИРОВАНИЯ К ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫМ ПОГРЕШНОСТЯМ СИГМА-ДЕЛЬТА МОДУЛЯТОРА

Аннотация. В статье рассматривается чувствительность алгоритма прямого декодирования к инструментальным погрешностям на примере сигма-дельта модулятора третьего порядка. Приводятся результаты математического моделирования чувствительности к инструментальным погрешностям алгоритма прямого декодирования в сравнении с алгоритмом линейной цифровой фильтрации. Даются рекомендации по уменьшению влияния инструментальных погрешностей.

Ключевые слова: сигма-дельта модулятор, алгоритм прямого декодирования, алгоритм линейной цифровой фильтрации, инструментальная погрешность, математическое моделирование.

B.V. Chuvykin, Penza State University

A.V. Selesnev, Penza State University

I.A. Sidorova, Penza State University

SENSITIVITY OF ALGORITHM OF DIRECT DECODING TO INSTRUMENTAL ERRORS OF THE

SIGMA-DELTA MODULATOR

Abstract. In article sensitivity of algorithm of direct decoding to instrumental errors on an example the third order sigma-delta modulator is considered. Results of mathematical modeling of sensitivity to instrumental errors of algorithm of direct decoding in comparison with algorithm of the linear numeral filtration are led. Recommendations about reduction of influence of instrumental errors are given.

Keywords: a sigma-delta modulator, algorithm of direct decoding, algorithm of the linear numeral filtration, an instrumental error, mathematical modeling.

Сигма-дельта (£Д) преобразователи информации замкнутой структуры широко используются в информационно-измерительных системах благодаря наличию уникальных свойств: высокой точности и линейности функции преобразования (24-разрядный £Д-АЦП), технологичности (возможность реализации по технологии «система на кристалле»), большому разнообразию структурно-алгоритмических решений [1]. На рисунке 1 представлен пример структуры £Д-АЦП с модулятором 3-го порядка.

До настоящего времени решены ещё не все вопросы теории и проектирования сигма-дельта АЦП. Так, не достаточно исследованы потенциальные возможности ме-