А. М. Газалиев ректор, академик нан рк, д

Раздел «Машиностроение. Металлургия» 
УДК 621.791.019 
 
Ограничение рисков невыполнения 
требований к пористости сварных швов 
 
В.О. ГАЕВСКИЙ
1
, аспирант, 
В.М. ПРОХОРЕНКО
1
, д.т.н., профессор, 
Е.П. ЧВЕРТКО
1
, к.т.н., доцент, 
М.Т. АХМЕТБЕКОВ
2
, ст. преподаватель, 
1
Национальный технический университет Украины «Киевский политехнический институт», 
Украина, г. Киев, 
2
Карагандинский государственный технический университет 
 
Ключевые слова: сварка, пористость, уровень качества, технологический риск, ранг значимости. 
 
ринятые  в  сварочном  производстве  подходы  к 
определению целевых  уровней  качества по пори-
стости сварных швов ориентированы, в основном, на 
достигнутые ранее уровни качества и практически не 
учитывают  потенциальные  последствия  появления 
пор и применяемые при контроле пористости объёмы 
выборок.  Такая  ситуация  обусловлена  отсутствием 
расчётных методик комплексной  оценки рисков, свя-
занных  с  невыполнением  требований  к  пористости 
сварных швов. 
Тенденцией  последних  лет  является  применение 
методик оценки технологических рисков, связанных с 
невыполнением требований к качеству продукции [1–
7]
.  Наиболее  результативной  является  методика  ана-
лиза  возможностей  и  последствий  отказов  производ-
ственного  процесса.  По  этой  методике  технологиче-
ские риски численно  определяют по расчётному зна-
чению  приоритетного  числа  рисков,  учитывающему 
значимость  потенциальных  последствий,  вероятность 
невыполнения требований производственным процес-
сом  и  возможность  своевременного  обнаружения 
дефектов. 
Отсутствуют рекомендации по  определению  про-
изводственных целевых уровней качества по пористо-
сти  сварных  швов,  учитывающие  применяемые  при 
контроле  пористости  объёмы  выборок  и  возможные 
последствия  невыполнения  требований  к  пористости 
сварных швов. 
Целью статьи является выведение математической 
зависимости  для  расчёта  целевого  уровня  качества, 
обеспечивающего  приемлемый  уровень  рисков,  свя-
занных  с  невыполнением  требований  к  пористости 
сварных швов. 
Современные  стандарты  устанавливают  техноло-
гические  нормативные  требования  к  допустимой  по-
ристости  сварных  швов  [1].  При  производстве  свар-
ных  изделий  выполняют  100%-ный  или  выборочный 
неразрушающий контроль пористости сварных швов с 
объёмом выборки Q, как правило, визуальным осмот-
ром,  радиографической  или  ультразвуковой  дефекто-
скопией.  При  этом  на  единичных  участках  сварного 
шва выявляют поры и определят их допустимость по 
нормативным требованиям. По результатам контроля 
единичный участок признаётся соответствующим или 
не  соответствующим  нормативным  требованиям.  Не-
соответствующие  нормативным  требованиям  участки 
сварного  шва  отбраковывают.  Так  контролируют  по-
ристость отдельных сварных швов. 
Для производственного контроля процесса сварки 
определяют  уровень качества по пористости сварных 
швов  как  долю  несоответствующих  по  пористости 
участков  сварного  шва  за  период  времени  (смену, 
сутки, квартал) по данным, взятым из производства: 
/
100%,
пор
пор
н с
пор
n
q
N
=
×
 
где n
пор
 – 
количество выявленных несоответствующих 
(отбракованных) по пористости единичных участ-
ков сварных швов;  
N
пор
 – 
общее количество проверенных на пори-
стость единичных участков сварных швов. 
По  своей  статистической  сути  уровень  качества 
q
н/с
пор
 
является  вероятностью  невыполнения  требова-
ний к пористости сварных швов Р
н/с
пор
, рассчитанной 
по полученным из производства данным о несоответ-
ствующей продукции. При этом Р
н/с
пор
 
обычно опреде-
ляют  в  долях,  а  уровень  качества  q
н/с
пор
 
в  процентах. 
Если наблюдается значительное увеличение или нега-
тивная  тенденция  уровня  качества  по  пористости 
сварных  швов,  то  выполняется  поиск  и  устранение 
коренных  причин  таких  отклонений.  Коренные  при-
чины могут быть связаны с  несоблюдением техноло-
гии сварки, несоответствиями в сварочных материалах 
и т.д.  
При  таком  общепринятом  подходе  к  контролю 
производственного процесса сварки отсутствуют чёт-
кие  критерии  определения  приемлемого  (целевого) 
уровня  качества  по  пористости  сварных  швов.  При 
определении  приемлемого  уровня  руководствуются 
данными предыдущих периодов, требованиями заказ-
чиков, но не учитывают риски, связанные с невыпол-
нением требований к пористости сварных швов. Меж-
ду тем, эти риски могут быть значительными и будут 
иметь  решающее  значение  при  определении  необхо-
димого уровня качества [2].  
Для анализа технологических рисков, связанных с 
невыполнением  требований  к  качеству  продукции, 
используют методику анализа возможности и послед-
ствий  отказов  производственного  процесса  (FMEA) 
П
 
1  2016 
45 
 

 
[2–
5]. В соответствии с этой методикой приоритетное 
число рисков, связанных с недопустимой пористостью 
сварных швов может быть рассчитано по зависимости 
[4]: 
 
,
RPN
S O D
= × ×
 
(1) 
где RPN – приоритетное число рисков;  
S – 
ранг значимости последствий недопустимой 
пористости сварного шва;  
O – 
ранг возможности (вероятности) невыполне-
ния требований к пористости сварного шва;  
D – 
ранг обнаружения недопустимой пористости 
сварного шва (все величины измеряют в баллах). 
Значения каждого из рангов (S, O, D) находятся в 
диапазоне от 1 до 10 баллов. Таким образом, приори-
тетное  число  рисков  находится  в  диапазоне  от  1  до 
1000 баллов. Приоритетное число рисков комплексно 
учитывает  значимость  последствий  недопустимой 
пористости сварного шва, возможность (вероятность) 
невыполнения  требований  к  пористости,  вероятность 
своевременного обнаружения недопустимой  пористо-
сти  сварного  шва.  Риск  считается  приемлемым,  если 
приоритетное число рисков не превышает 100 баллов 
(RPN
0
≤100). 
Значения рангов (S, O, D) в общем случае опреде-
ляются по справочным таблицам [4]. Однако эти таб-
лицы  требуют  адаптации  к  специфике  сварочного 
производства.  Для  адаптации  общих  подходов  [4]  к 
возможным  последствиям  невыполнения  требований 
по  пористости  сварных  швов  следует  исходить  из 
влияния пор на служебные свойства сварных соедине-
ний. 
Превышение  допустимых  норм  по  размерам,  ко-
личеству и виду пор в сварном шве может повлиять на 
плотность  и  механические  характеристики  сварного 
соединения. Влияние пор на механические характери-
стики  связано  с  ослаблением  поперечного  сечения 
сварного шва и проявлением пор как концентраторов 
напряжений в сварном шве.  Влияние пор на механи-
ческие  характеристики  в  поперечных  (лобовых)  по 
отношению к действующей нагрузке швах существен-
нее,  чем  в  продольных  (фланговых),  особенно  при 
низких рабочих напряжениях. 
Плотность  (герметичность)  сварного  соединения 
нарушают  поры,  выходящие  на  поверхность  металла 
(свищи), они же являются и очагами коррозии сварно-
го соединения. 
В таблице 1 сформулированы критерии для опре-
деления  рангов  значимости  последствий  недопусти-
мой  пористости  сварного  шва,  основанные  на  обще-
принятых  подходах  и  учитывающие  характер  нагру-
зок  сварного  соединения,  предназначение  и  условия 
эксплуатации сварного изделия в целом. 
В зависимости  от предназначения и  условий экс-
плуатации  изделия  с  помощью  таблицы  1  можно 
определить  значение  S  –  ранга  значимости  послед-
ствий недопустимой пористости сварного шва. Значе-
ние  ранга  возможности  (вероятности)  невыполнения 
требований к пористости сварного шва (O) определя-
ется  уровнем  качества  q
н/с
пор
 
по  пористости  сварных 
швов,  а  ранг  обнаружения  недопустимой  пористости 
сварного шва (D) определяется объёмом выборки при 
контроле пористости Q. 
В работе [7] нами показано, что ранг возможности 
(вероятности) невыполнения требований к пористости 
сварного шва О связан с уровнем качества q
н/с
пор
 
зави-
симостью 
 
1/ 8,548
/
3
,
5 10
пор
н с
q
O
−


= 

×


 
(2) 
а ранг обнаружения D и объём выборки при контроле 
пористости Q связаны зависимостью 
 
4
1
ln
.
0, 733
1 10
Q
D
−
=
×
×
 
(3) 
Подставляя (2) и (3) в (1), получим 
(
)
1/ 8,548
/
/
3
4
1
,
,
ln
.
0, 733
5 10
1 10
пор
пор
н с
н с
q
Q
RPN S q
Q
S
−
−


= ×
×
×


×
×


 
Целевой  уровень  качества  q
н/с
пор
 
по  пористости 
сварных  швов,  ограничивающий  риски  на  уровне 
RPN
0
, можно рассчитать по зависимости 
 
8,548
0
3
/
4
0, 733
5 10
.
ln
1 10
пор
н с
RPN
q
Q
S
−
−




≤ ×
×



×


×


 
(4) 
Для  Q  (применяемых  при  контроле  пористости 
объёмов  выборок)  и  S  (рангов  возможных  послед-
ствий  невыполнения  требований  к  пористости  свар-
ных швов) в таблице 2 приведены результаты опреде-
ления  целевых  уровней  качества,  которые  обеспечи-
вают приемлемый уровень рисков при заданных объ-
ёмах выборки Q и ранге значимости последствий не-
допустимой пористости сварного шва S. 
При построении таблицы 2 принято, что если рас-
чётное 
значение 
целевого 
уровня 
качества 
q
н/с
пор
<0,1%, то такой уровень качества для современ-
ного реального сварочного производства недостижим, 
а  значит,  при  таких  условиях,  выполнение  сварки  не 
допускается  в  силу  высоких  технологических  рисков 
RPN
>100  (обозначено  «н/д»  в  таблице  2).  Если  рас-
чётное значение целевого уровня качества q
н/с
пор
>99%, 
то  такой  уровень  качества  на  любом  современном 
сварочном  производстве  обеспечивается  гарантиро-
ванно, а значит, целевой уровень качества по пористо-
сти сварного шва можно не устанавливать. Более того, 
можно не регламентировать требования к пористости 
и не контролировать при производстве сварных изде-
лий пористость швов (обозначено «н/у» в таблице 2). 
При  этом  технологические  риски  не  превысят 
RPN
0
=100. 
Данные  таблицы  2  и  расчетная  зависимость  (4) 
могут  быть  использованы  как  производственниками, 
выполняющими требования международных  стандар-
тов к качеству сварки плавлением [3], так и проекти-
ровщиками  сварных  изделий,  разработчиками  техно-
логических процессов сварки, определяющими требо-
вания к сварных швам и планам контроля пористости 
сварных швов. 
46 
Труды университета 
 

Раздел «Машиностроение. Металлургия» 
Таблица 1 – Ранг значимости последствий недопустимой пористости сварного шва 
Критерий назначения ранга 
S, балл 
Превышение  допустимой  пористости  является  потенциальной  угрозой  для  жизни  и  здоровья  людей  без  преду-
преждения, то есть разрушение или потеря герметичности изделия происходят одномоментно. 
Например, превышение допустимой пористости в рабочих сварных швах, находящихся под действием перемен-
ных  нагрузок  сосудов,  работающих  под  высоким  давлением,  трубопроводов,  ёмкостей  для  хранения  опасных 
жидкостей и газов, несущих строительных конструкций, изготовленных из высокопрочных сталей и др. 
10 
Превышение допустимой пористости является потенциальной угрозой для жизни и здоровья людей с предупре-
ждением, то есть разрушению или потере герметичности изделия предшествуют изменения формы, цвета, звуки, 
«запотевания», на которые можно отреагировать. 
Например, превышение допустимой пористости в рабочих сварных швах, находящихся под действием, в основ-
ном, постоянных нагрузок в сосудах, работающих под давлением, трубопроводах, ёмкостях для хранения опас-
ных жидкостей и газов, несущих строительных конструкциях, изготовленных из сталей общего назначения. 
9 
Превышение  допустимой  пористости  приводит  к  потере  герметичности  или  разрушению  сварного  изделия  без 
угрозы для жизни людей. 
Например, превышение допустимой пористости в рабочих сварных швах, находящихся под действием перемен-
ных нагрузок в деталях машин и аппаратов, сосудах, трубопроводах, ёмкостях для хранения неопасных жидко-
стей и газов, ненесущих строительных конструкциях, изготовленных из высокопрочных сталей 
8 
Превышение допустимой пористости приводит в ходе эксплуатации к незначительному нарушению герметично-
сти или нарушению формы сварного изделия без угрозы для жизни людей. 
Например, превышение допустимой пористости в рабочих сварных швах, находящихся под действием постоянных 
нагрузок  в  деталях машин  и  аппаратов,  сосудах, трубопроводах, ёмкостях  для  хранения  неопасных жидкостей  и 
газов, ненесущих строительных конструкциях, изготовленных из сталей общего назначения, корпусах судов. 
7 
Сварное изделие, являясь компонентом сложной технической системы, не связано напрямую с обеспечением её 
основных  функций.  Превышение  допустимой  пористости  приводит  к  разрушению  или  потере  герметичности 
сварного шва, что не отражается на работоспособности изделия в целом, но требует обязательного ремонта. 
Например, рабочие сварные швы корпусных транспортных конструкций, находящиеся под действием перемен-
ных нагрузок – борта вагонов, кузова автомобилей. 
6 
Сварное изделие, являясь компонентом сложной технической системы, не связано напрямую с обеспечением её 
основных функций. Превышение допустимой пористости приводит к нарушению формы или снижению герме-
тичности  сварного  шва,  что  не  отражается  на  работоспособности  изделия  в  целом,  но  может  потребовать  его 
ремонта. 
Например, сварные швы корпусов машин и аппаратов. 
5 
Превышение допустимой пористости приводит к ухудшению внешнего вида, неудобству, необходимости допол-
нительного технического обслуживания (шпаклёвка, покраска), на что обращают внимание до 75% потребителей. 
Например, нерабочие (соединительные, связующие) продольные по отношению к нагрузке (фланговые) сварные 
швы. 
4 
Превышение допустимой пористости приводит к ухудшению внешнего вида, неудобству, необходимости допол-
нительного технического обслуживания (шпаклёвка, покраска), на что обращают внимание до 50% потребителей. 
Например, нерабочие (соединительные, связующие) продольные по отношению к нагрузке (фланговые) сварные 
швы. 
3 
Превышение допустимой пористости приводит к ухудшению внешнего вида, неудобству, необходимости допол-
нительного технического обслуживания (шпаклёвка, покраска) на что обращают внимание до 25% потребителей. 
Например, нерабочие (соединительные, связующие) продольные по отношению к нагрузке (фланговые) сварные 
швы. 
2 
Превышение допустимой пористости не приводит к заметным последствиям 
1 
 
Таблица 2 – Целевой уровень качества, обеспечивающий приемлемый уровень рисков RPN≤RPN
0
=100 
Q, % 
Целевой уровень качества по пористости сварного шва q
н/с
пор
, % 
S=10 
S=9 
S=8 
S=7 
S=6 
S=5 
S=4 
S=3 
S=2 
S=1 
100 
0,3 
0,7 
1,8 
5,6 
20,9 
н/у 
н/у 
н/у 
н/у 
н/у 
90 
н/д 
н/д 
н/д 
0,2 
0,7 
3,1 
20,9 
н/у 
н/у 
н/у 
80 
н/д 
н/д 
н/д 
н/д 
0,3 
1,4 
9,2 
н/у 
н/у 
н/у 
70 
н/д 
н/д 
н/д 
н/д 
0,2 
0,9 
5,9 
69,3 
н/у 
н/у 
60 
н/д 
н/д 
н/д 
н/д 
0,1 
0,7 
4,4 
51,3 
н/у 
н/у 
50 
н/д 
н/д 
н/д 
н/д 
0,1 
0,5 
3,5 
40,9 
н/у 
н/у 
40 
н/д 
н/д 
н/д 
н/д 
н/д 
0,4 
2,9 
34,1 
н/у 
н/у 
30 
н/д 
н/д 
н/д 
н/д 
н/д 
0,4 
2,5 
29,3 
н/у 
н/у 
20 
н/д 
н/д 
н/д 
н/д 
н/д 
0,3 
2,2 
25,8 
н/у 
н/у 
10 
н/д 
н/д 
н/д 
н/д 
н/д 
0,3 
2,0 
23,1 
н/у 
н/у 
Примечания:  
1. Цветом выделена область, рекомендованная для задания целевых уровней качества по пористости сварного шва. 
2. н/д – выполнение сварки недопустимо, так как по пористости сварных швов превышается приемлемый уровень техноло-
гических рисков RPN
0
=100. 
3. н/у – целевой уровень качества по пористости сварного шва можно не устанавливать, так как появление пор не приводит 
к существенным рискам RPN<100.
 
1  2016 
47 
 

 
Выводы 
 
1.  Расчётами  целевого  уровня  качества  по  пори-
стости сварного шва показано, что для сварных швов с 
рангом S возможных последствий невыполнения тре-
бований  к  пористости  1  балл  или  2  балла  можно  не 
устанавливать требования к пористости, не контроли-
ровать пористость при производстве сварных изделий 
и  это  не  приводит  к  существенным  технологическим 
рискам.  Для  ответственных  изделий,  сварные  швы  с 
рангом S возможных последствий невыполнения тре-
бований к пористости 10; 9; 8 баллов можно сваривать 
только при 100% контроле пористости сварных швов 
и  при  условии,  что  фактические  уровни  качества  по 
пористости  q
н/с
пор
 
при  производстве  сварных  изделий 
не  превышают  значений  0,3%;  0,7%;  1,8%  соответ-
ственно. Предложенная расчётная зависимость может 
быть использована при определении целевых уровней 
качества  по  пористости  сварных  швов,  обеспечиваю-
щих, при заданных объёмах выборочного контроля и 
известных  последствиях  невыполнения  требований  к 
пористости  сварных  швов,  приемлемый  уровень  тех-
нологических  рисков.  Расчёт  целевых  уровней  каче-
ства может быть полезен, в том числе, для предприя-
тий сварочного производства, выполняющих требова-
ния ISO 9001:2008 и его отраслевых аналогов к систе-
ме менеджмента качества. 
2. Дальнейшие исследования будут направлены на 
разработку  методики  оценки  склонности  сварочных 
материалов к образованию пор, которая позволит уже 
на  этапе  подготовки  производства  устанавливать  це-
левые  уровни качества по  пористости сварных швов, 
основываясь  на  ограниченном  количестве  экспери-
ментальных данных. 
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
 
1.  EN ISO 5817:2003 Welding –  Fusion-Welded Joints in Steel, Nickel, Titanium And Their Alloys (beam welding excluded) – 
Quality Levels for Imperfections. 
2.  Shackleton, D.N.: Applying a Risk Assessment Approach to Fabrication Processes. IIW Regional Conference, Tehran/Iran, 
March 2002. 
3. 
ГОСТ Р 51901.12-2007 Метод анализа видов и последствий отказов. 
4. 
Анализ видов и последствий потенциальных отказов. FMEA. Ссылочное руководство / Пер. с англ. 4-го изд. от июня 
2008 г. – Н.Новгород: ООО СМЦ «Приоритет», 2009. – 148 с. 
5. 
Шеклтон Д., Уменьшение опасности разрушения сварных конструкций // http://www.svarkainfo.ru/rus/lib/blog/?year=2008-
09&docId=457 
6. 
Волченко В.Н. Статистические методы управления качеством по результатам неразрушающего контроля. – М.: Маши-
ностроение, 1976. – 64 с. 
7. 
Гаевский В.О., Прохоренко В.М. Расчёт минимально необходимого объёма выборки для контроля пористости сварных 
швов // Технологические системы. – 2013. – №4. – С. 55-61. 
 
 
УДК 621.620.18 
 
Оценка возможности технической 
диагностики сварных конструкций 
магнитным методом 
 
А.С. МИНАКОВ
1
, аспирант,  
А.Е. ПИРУМОВ
1
, к.т.н., доцент,  
Н.В. ШЕВЧЕНКО
1
, к.т.н., доцент,  
С.Н. МИНАКОВ
1
, к.т.н., ст. преподаватель,  
И.А. БАРТЕНЕВ
2
, к.т.н., доцент, зав. кафедрой СиЛП,  
1
Национальный технический университет Украины «Киевский политехнический институт», 
Украина, г. Киев, 
2
Карагандинский государственный технический университет 
 
Ключевые слова: напряженно-деформированное состояние, неразрушающий контроль, техническая диа-
гностика, ресурс, металлоконструкция, параметр, перемагничивание, магнитный метод. 
 
а сегодняшний день в эксплуатации находится ряд 
ответственных  сварных  конструкций,  расчетный 
ресурс  работы  которых  уже  исчерпан  либо  близок  к 
окончанию. Такая ситуация привела к развитию спо-
собов и методик технической диагностики объектов – 
проведения контроля с целью оценки текущего состо-
яния  объекта.  В  дальнейшем  эти  данные  используют 
для  формирования  заключений  о  пригодности  кон-
струкции  к  дальнейшей  эксплуатации  в  тех  же  усло-
виях (продлении ресурса) либо необходимости ремон-
та  и  замены  отдельных  ее  составляющих.  Аналогич-
ная проблема характерна и для современной промыш-
ленности:  за  последние  два  десятилетия  значительно 
сократились  темпы  принципиального  обновления 
Н
 
48 
Труды университета 
 

Раздел «Машиностроение. Металлургия» 
основных  фондов.  Надежность  работы  таких  кон-
струкций  может  быть  обеспечена  только  в  случае 
выполнения комплексной их диагностики. 
Основной задачей технической диагностики явля-
ется оценка основных факторов, отвечающих за рабо-
тоспособность  конструкций:  механических  свойств 
металла, наличия дефектов, действующих напряжений 
и деформаций. В то время как существуют различные 
методики,  дающие  возможность  с  высокой  достовер-
ностью определить первые два фактора, напряженно-
деформированное  состояние  остается  наименее  тех-
нически освоенным и математически обеспеченным. 
Из  множества  существующих  методов  определе-
ния  напряженно-деформированного  состояния  кон-
струкции  наиболее  пригодны  для  практического  ис-
пользования  магнитные:  магнитоупругий,  коэрцитив-
ной силы, магнитной памяти, магнитошумовой. 
Магнитоупругий  метод  успешно  применяют  для 
мониторинга  напряженного  состояния  металлокон-
струкций [1], однако он не работает в области пласти-
ческих деформаций. Метод магнитной памяти исполь-
зуют  для  поиска  аномальных зон  собственных  полей 
рассеивания с интерпретацией последних в зоны кон-
центрации напряжений [2]. Тем не менее, определение 
самих  напряжений  и  деформаций  проблематично. 
Магнитошумовой  метод  неприемлем  для  случая  дву-
осных напряжений (когда неизвестны знаки нормаль-
ных компонент) [3]. 
Наиболее подходящим для определения пластиче-
ских деформаций и напряжений является метод коэр-
цитивной силы [4, 5]. Он структурно чувствителен и в 
принципе  может  дать  ответ  о  деградации  свойств 
металла конструкции. 
Одним  из  факторов,  сдерживающих  применение 
метода  коэрцитивной  силы,  является  его  работа  в 
постоянных магнитных полях. При этом конструкция 
намагничивается  до  насыщения,  а  датчик  примагни-
чивается  к  конструкции.  По  сравнению  с  другими 
способами, для этого способа характерны существен-
ные значения времени измерения (например, для при-
бора КИМ-2М оно составляет 7 с), в течение которого 
датчик остается неподвижным. В связи с этим измере-
ния  напряжений  выполняют  на  отдельных  участках, 
вследствие  чего  наиболее  нагруженные  места  могут 
остаться неохваченными при контроле. Также способ 
требует значительных энергетических затрат. 
Переход  к  намагничиванию  переменным  током  в 
полях,  не  приводящим  к  насыщению  материала,  дает 
возможность  избавиться  от  ряда  указанных  недостат-
ков, в частности, перейти к сканированию конструкции.  
Целью  работы  была  оценка  возможности  приме-
нения  магнитного  метода  с  намагничиванием  пере-
менным током в полях, не приводящих к насыщению 
для определения напряжений в конструкции. 
Эксперименты проводили на образцах толщиной 4 
и 8 мм, изготовленных из стали 09Г2С. Образцы под-
вергали нагрузке одноосными напряжениями растяже-
ния до 140 МПа с помощью чистого изгиба (предел те-
кучести материала образцов составляет 265-345 МПа). 
Экспериментальная установка состояла из генера-
тора  переменного  тока,  усилителя,  преобразователя, 
аналогово-цифрового  преобразователя  (АЦП)  и  про-
мышленного компьютера. Преобразователь выполнен 
на П-образном сердечнике с обмотками намагничива-
ния  и измерения  с размером контакта 30 мм × 17 мм. 
Запись  сигналов  (токов  обмотки  намагничивания  и 
измерительной)  проводили  с  помощью  аналогово-
цифрового  преобразователя  NI USB-6009  с  частотой 
10 кГц. Поскольку в таком преобразователе ток через 
намагничивающую  обмотку  пропорционален  напря-
женности магнитного поля, а через измерительную – 
первой  производной  от  магнитной  индукции,  сигнал, 
получаемый  с  измерительной  обмотки,  программно 
интегрировали методом Симпсона.  
Намагничивание  образцов  выполняли  перемен-
ным  полем  напряженностью  300  А/м,  для  этого 
намагничивающую  обмотку  преобразователя  питали 
синусоидальным напряжением 17,5 В частотой 50 Гц. 
Для  сравнения  предлагаемого  магнитного  метода 
с  методом  коэрцитивной  силы  выполняли  ее  измере-
ние на тех же образцах прибором «КИМ-2М». 
По  аналогии  с  методом  коэрцитивной  силы  ин-
формативным  параметром  была  принята  напряжен-
ность поля Н при В = 0 Тл, для определения которой в 
каждом  эксперименте  выполняли  построение  петли 
гистерезиса (рисунок 1). Напряженность поля зависит 
от  тока  намагничивания  обмотки  преобразователя, 
который, кроме параметров источника питания, опре-
деляется  магнитной  проницаемостью  материала  об-
разца. Она, в свою очередь, зависит от напряжений и 
деформаций  образца,  что  приводило  к  колебаниям 
напряженности  магнитного  поля  во  время  экспери-
ментов. Поэтому найденное значение Н нормировали 
делением на H
max
. Такой подход позволяет перейти к 
относительным единицам измерения, что существенно 
упрощает  предварительную  обработку  данных,  полу-
ченных при измерении, и последующее их сравнение. 
 
 
Рисунок 1 – Частная петля гистерезиса и параметры 
перемагничивания 
 
Измерения проводили, располагая преобразования 
вдоль  и  поперек  направления  действия  напряжений, 
поскольку магнитная проницаемость материала вдоль 
и  поперек  действия  этих  напряжений  изменяется  по-
разному. 
 
Результаты 
В  результате  проведенных  экспериментов  полу-
чили  данные  о  зависимости  величины  H/H
max
|
B=0
 
от 
напряжений  для  двух  случаев  ориентации  датчика: 
вдоль  направления  действия  напряжений  и  поперек 
(рисунок 2). Анализ данных показал, что между этими 
величинами  существует  линейная  зависимость,  при-
1  2016 
49 
 

 
чем  изменение  величины  H/H
max
|
B=0
 
с  увеличением 
уровня напряжений при расположении датчика попе-
рек  действия  напряжений  происходит  сильнее,  чем 
при его расположении вдоль. 
Провели  аппроксимацию  этих  данных  линейной 
зависимостью  y
 
=
 
a·x
 
+
 
b
.  Для  случая  поперечного 
размещения  датчика  коэффициент  детерминации  R
2
 
составил  0,9,  таким  образом,  такая  аппроксимация 
является  достаточно  точной  и  может  быть  использо-
вана для дальнейших расчетов. При этом зависимость 
описывается выражением 
 
0
/
0,0003
0,21329.
max B=
H H
|
=
σ +
⋅
 
(1) 
Для  случая  продольного  размещения  датчика  ко-
эффициент  детерминации  равен  0.21,  то  есть  зависи-
мость  между  величинами  практически  отсутствует. 
Аппроксимация  этих  данных  логарифмической,  экс-
поненциальной и степенной функциями не привели к 
существенному улучшению результатов. Поэтому при 
продольном  расположении  датчика  в  данном  случае 
невозможно  судить  о  величине  остаточных  напряже-
ний в металле  образца. Это соответствует известным 
литературным данным [4]. 
Для  проверки  предложенной  методики  определе-
ния  напряжений  провели  аналогичные  эксперименты 
с применением серийного коэрцитиметра «КИМ-2М» 
(рисунок  3).  Аппроксимацию  проводили  аналогично 
первой серии экспериментов. При измерении напряже-
ний  коэрцитиметром  для  случая  поперечного  разме-
щения датчика коэффициент детерминации составил 
 
 
Рисунок 2 – Зависимость параметров перемагничивания от напряжений (расположение датчика поперек  
действия напряжений – сплошная линия, вдоль действия напряжений – штриховая линия) 
 
 
Рисунок 3 – Зависимость показателей коэрцитиметра от напряжений (расположение датчика поперек  
действия напряжений – сплошная линия, вдоль действия напряжений – штриховая линия) 
50 
Труды университета 
 

Раздел «Машиностроение. Металлургия» 
0,8, а для продольного размещения – 0,02. Это означа-
ет  достаточно  точную  зависимость  для  поперечного 
размещения и полное ее отсутствие для продольного, 
как и для экспериментов с намагничиванием перемен-
ным  полем.  Таким  образом,  можно  сделать  вывод  о 
том,  что  предложенный  подход  к  определению 
напряжений  имеет  характер,  аналогичный  зависимо-
стям  измеряемой  величины  от  напряжений,  и  не-
сколько большую корреляцию этих данных. 
Для каждой группы измерений выполнили расчет 
ошибки определения величины напряжений в образце. 
Рассчитанные  по  зависимости  (1)  значения  напряже-
ний  сравнивали  с  реальной  величиной  напряжений, 
которые создавали в образце с помощью балки. Анализ 
полученных данных показал, что максимальная ошиб-
ка  с  увеличением  напряжений  уменьшается  (рисунок 
4) 
и  при  напряжениях  выше  100  МПа  становится 
меньше  20%.  Величина  напряжений  100  МПа  значи-
тельно  меньше  предела  текучести  низкоуглеродистых 
конструкционных  сталей,  поэтому  предложенный 
метод  определения  напряжений  пригоден  для  оценки 
уровня  остаточных  напряжений  в  сварной  конструк-
ции и поиска наиболее напряженных участков. 
 
Выводы: 
1. 
Экспериментально  доказана  принципиальная 
возможность использования параметров перемагничи-
вания материала в слабых магнитных полях для опре-
деления напряженного состояния конструкции. Пред-
ложенная  схема  позволяет  выполнять  измерение  в 
режиме  сканирования,  поскольку  датчик  не  примаг-
ничивается к изделию. 
2. 
Экспериментально  получены  зависимости  па-
раметра перемагничивания H/H
max
|
B=0
 
от напряжений в 
металле.  Показано,  что  информативными  являются 
данные,  полученные  при  поперечном  расположении 
преобразователя  по  отношению  к  направлению 
напряжений. Представлена расчетная зависимость для 
расчета  параметра  перемагничивания  при  известном 
уровне  напряжений,  коэффициент  детерминации  ко-
торой  составляет  0,9.  Использование  продольного 
направления  расположения  преобразователя  малоин-
формативно:  зависимость  между  параметрами  прак-
тически отсутствует. Эти зависимости коррелируются 
с  аналогичными  зависимостями,  полученными  мето-
дом  коэрцитивной  силы  с  использованием  промыш-
ленного прибора. 
3. 
Показано, что максимальная ошибка при  опре-
делении  напряжений  с  использованием  параметров 
перемагничивания  материала  в  слабых  магнитных 
полях  уменьшается  с  увеличением  напряжений.  При 
напряжениях выше 100 МПа максимальная ошибка не 
превышает  20 %.  Таким  образом,  предложенный  ме-
тод  определения  напряжений  пригоден  для  оценки 
уровня  остаточных  напряжений  в  сварной  конструк-
ции и поиска наиболее напряженных участков. 
 
 
Рисунок 4 – Максимальная ошибка определения напряжений 
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
 
1. 
Фомичев  С.К.  Сбор,  накопление  и  визуализация  данных  мониторинга  напряженного  состояния  магистральных трубо-
проводов / С.К. Фомичев, А.Е. Пирумов, С.Н. Минаков, А.С. Минаков, А.В. Данильчик, С.В. Михалко, М.А. Яременко // 
Техническая диагностика и неразрушающий контроль. – 2012. – № 1. – С. 49-52.  
2. 
Дубов А.А. Метод магнитной памяти металла и приборы контроля: учебное пособие / А.А. Дубов, С.М. Колокольников. 
– 
М.: ЗАО «ТИССО». – 2006. – 332 с. 
3. 
Венгринович В.Л. Байесовский подход к неразрушающему  контролю напряженно-деформированного состояния / В.Л. 
Венгринович, Д.В. Дмитрович // Техн. диагностика и неразруш. контроль. – 2008. – №4. – С. 45-53. 
4. 
Бахарев М.С. Разработка методов измерения механических напряжений на основе обратимых и квазиобратимых магни-
тоупругих явлений: автореферат дис. … д-ра техн. наук: спец. 05.11.13 «Приборы и методы контроля природной среды, 
веществ, материалов и изделий» / М.С. Бахарев. – Томск: Томский политехн. ун-т. – 2004. – 45 с. 
5. 
Мужицкий В. Ф. Магнитный контроль напряженно-деформированного  состояния и  остаточного ресурса стальных ме-
таллоконструкций  подъемных  сооружений  и  сосудов,  работающих  под  давлением/  В.Ф.  Мужицкий,  Б.Е.  Попов,  Г.Я. 
Безлюдько // Дефектоскопия. – 2001. – №1. – С. 38-46. 
1  2016 
51 
 

 
УДК 535.37 
 
Оценка длины свободного пробега экситонов 
в кристалле KI-Tl при низкотемпературной 
деформации 
 
З.К. АЙМАГАНБЕТОВА
1
, докторант, 
К.Ш. ШУНКЕЕВ
2
, д.ф.-м.н., профессор, Директор центра «Радиационная физика материалов», 
M. GRINBERG
3
, Doctor of Physics and Mathematics, Hability Professor, 
С.Я. МАКСИМОВА
1
, к.ф.-м.н., доцент, 
1
Казахский Национальный университет им. Аль-Фараби, 
2
Актюбинский региональный государственный университет им. К. Жубанова,  
3
Institute of Experimental Physics, University of Gdansk 
 
Ключевые слова: KI-Tl, автолокализованный экситон, низкотемпературная деформация, рентгенолюми-
несценция, свободный пробег, потенциальный барьер. 
 
ведение 
 
В настоящее время щелочногалоидные кристаллы 
(ЩГК) имеют широкий спектр применения в качестве 
сцинтилляционных детекторов. В связи с этим, обна-
руженный нами эффект  усиления интенсивности лю-
минесценции  ЩГК  при  низкотемпературной  дефор-
мации  позволяет  осуществить  поиск  быстродейству-
ющих сцинтилляторов нового поколения [1-2].  
Вероятность  автолокализации  электронных  воз-
буждений  с  излучательной  аннигилляцией,  в  первую 
очередь,  зависит  от  длины  свободного  пробега  до 
автолокализации  в  кристаллической  решетке  (напри-
мер, KI-Tl), которая  оценивалась по методике зонди-
рующих примесей [3-4]. Зондирующая примесь в кри-
сталле является активатором по преобразованию энер-
гии  свободного  экситона  в  примесную  люминесцен-
цию,  в  результате  чего  возрастает  квантовый  выход 
люминесценции сцинциллятора.  
При  понижении  симметрии  решетки  кристалла 
KI-
Tl  низкотемпературной  деформацией  предполага-
ется изменение длины свободного пробега экситона в 
процессе  автолокализации.  Выбор  кристалла  KI-Tl 
основывался,  во-первых,  на  максимальном  увеличе-
нии интенсивности люминесценции автолокализован-
ных экситонов при низкотемпературной деформации, 
зарегистрированной в кристаллах KI и KI-Tl [1-2]; во-
вторых, длина свободного пробега экситонов до авто-
локализации в кристалле KI при 80 К все еще остается 
значительной  и  составляет 
0
235
e
R
a
=
 
[4]  (где  a  – 
постоянная  решетки);  в-третьих,  концентрацию  Tl
+
-
ионов в кристалле KI можно определить  прямым аб-
сорбционным  методом  по  полосе  поглощения  Tl
+
-
центра (4,3 эВ). 
На  основе  континуальной  модели  автолокализа-
ции  экситонов  (АЛЭ)  показано,  что  в  кристалле  KI 
высота  потенциального  барьера  автолокализации  эк-
ситонов  снижается  в  1,5  раза  при  одновременном 
воздействии температуры и деформации [5-6].  
 
Методика эксперимента 
Концентрация  таллия  (3·10
–3
 
моль%)  в  кристалле 
KI-
Tl  была  определена  по  формуле  Смакулы 
(N
Tl 
=
 
3,6·10
17
 
см
-3
) путем измерения спектра поглоще-
ния  Tl
+
-
центра  на  спектрофотометре  Evolution-300 
перед регистрацией спектров рентгенолюминесценции 
при  воздействии  низкотемпературной  деформации  в 
специальном  криостате  [7].  Конструкция  криостата 
позволяет экспериментально задать степень деформа-
ции кристалла по направлению <100>. Низкая темпе-
ратура  кристалла  достигалась  контактным  способом 
путем заливки в резервуар криостата жидкого азота, и 
поэтому  реальная  температура  кристалла  составляла 
90 К, измеренная медь-константановой термопарой.  
Регистрация  спектров  рентгенолюминесценции 
кристаллов  при  90  К  осуществлялась  в  автоматиче-
ском  режиме  с  помощью  монохроматора  МСД-2  и 
ФЭУ-106  в  интервале  спектра  6,0-1,5  эВ.  Спектры 
рентгенолюминесценции  не  исправлены,  так  как  по-
ложения  полос  излучения  находились  на  максимуме 
пропускания монохроматора и фоточувствительности 
ФЭУ. 
Физическая суть спектра рентгенолюминесценции 
щелочногалоидных  кристаллов  заключается  в  реги-
страции  спектрального  состава  излучения  кристалла 
при  постоянном  облучении  рентгеновскими  лучами. 
Энергия рентгеновского кванта при поглощении кри-
сталлом  затрачивается  на  возбуждение  электронной 
подсистемы,  в  результате  чего  в  щелочногалоидных 
кристаллах  создаются  высокоэнергетические  элек-
тронные  возбуждения.  За  очень  короткое  время  они 
преобразуются  в  низкоэнергетические  электронные 
возбуждения,  так  называемые  экситоны,  дальнейшая 
релаксация  которых  заканчивается  либо  созданием 
радиационных дефектов, либо излучением кристалла. 
При  выборе  источников  ионизирующего  излуче-
ния самым подходящим оказалось тормозное излуче-
ние  от рентгеновской  установки РУП-120 (3  мА, 120 
кВ).  Это  связано  с  тем,  что  жесткая  рентгеновская 
радиация,  в  отличие  от  характеристической,  во-
первых, проникает по всей толщине кристалла, и, во-
вторых,  не  создает  структурных  дефектов,  ухудшаю-
щих оптическую прозрачность кристалла в интервале 
спектра 2-6 эВ. Другими словами, исключается реаб-
В
 
52 
Труды университета 
 

Раздел «Машиностроение. Металлургия» 
сорбция  спектров  излучения  радиационными  дефек-
тами, к тому же, самая интенсивная полоса поглоще-
ния F-центров (1,87 эВ) в KI расположена за предела-
ми регистрируемых спектров излучения.  
 
Экспериментальные результаты 
На рисунке представлены спектры рентгенолюми-
несценции  в  отсутствие  (кривая  1)  и  при  возрастаю-
щих  значениях  низкотемпературной  одноосной  де-
формации (кривые 2, 3, 4, 5, 6 и 7) кристаллов KI-Tl 
при концентрации таллия 3·10
–3
 
моль%.  
В  спектрах  рентгенолюминесценции  кристалла 
KI-
Tl в отсутствие деформации (кривая 1) зарегистри-
рована  единственная  полоса  люминесценции  Tl
+
-
центра с максимумом при 2,85 эВ (кривая 1). Следует 
отметить,  что  при  этом  отсутствует  люминесценция 
АЛЭ  с  максимумами  при  4,15 эВ  (σ)  и  3,3  эВ  (π).  С 
увеличением  степени  деформации  происходит  отчет-
ливое проявление (кривая 4) и последующий домини-
рующий рост (кривые 2, 3, 4, 5, 6 и 7) люминесценции 
АЛЭ. При этом интенсивность Tl
+
-
свечения постоянно 
уменьшается.  Соотношение  интенсивности  люминес-
ценции Tl
+
-
центра (2,85 эВ) к интенсивности  π – лю-
минесценции (3,3 эВ) АЛЭ в зависимости от степени 
низкотемпературной  деформации  представлено  на 
вставке  рисунка.  Соотношение  полос  излучения 
( %)
Tl
I
f
I
π
ε

 
линейно  убывает  на  порядок  до  2%  де-
формации (точка А), после чего продолжает убывать, 
но  с  другим  наклоном.  Точка  А  характеризует  рост 
интенсивности  собственной  люминесценции  АЛЭ, 
показанный  кривой  4  рисунка.  Если  предположить, 
что  максимальное  значение  интенсивности  люминес-
ценции  таллиевого  свечения  достигается  при  длине 
свободного пробега экситона, соответствующей 235a, 
которая надежно установлена при 80 К [4], то из экс-
периментально 
установленного 
соотношения 
( %)
Tl
I
f
I
π
ε

 
можно оценить соответственно сокраще-
ние  длины  свободного  пробега  экситона 
0
(
)
e
R
 
с  ро-
стом  степени  деформации  (ε
 
≥
 
2÷5%),  которая  пред-
ставлена на вставке (правая часть) рисунка. 
Значение соотношения 
Tl
I
I
π
 
в точке А, полученное 
при  деформации  ε
 
=
 
2%  характеризирует  соизмери-
мость  длины  свободного  пробега  экситонов  до  авто-
локализации 
0
(
20 27 )
e
R
a
=
÷
 
с  расстоянием  между 
ионами  таллия  (R
Tl 
=
 
20a
)  в  кристалле  KI-Tl (3·10
–3
 
моль%).  Начиная  от  ε
 
=
 
2%  и  выше  доминирующим 
над таллиевым свечением зарегистрирована люминес-
ценция  АЛЭ  (π)  в  регулярных  узлах  решетки.  Это 
означает,  что  с  увеличением  степени  относительной 
деформации  (ε
 
≥
 
2÷5%)  в  кристалле  KI-Tl (3·10
–3
 
моль%)  длина  свободного  пробега  экситона  меньше, 
чем  расстояние  между  ионами  таллия,  т.е. 
0
.
Tl
e
R
R
<
 
Правее точки А (вставка рисунка) при относительной 
степени деформации ε
 
≥
 
2÷5% длина свободного  про-
бега  экситона  оценена  соответственно  в  пределах 
0
27 5, 35 .
e
R
a
=
÷
 
В  конечном  счете  при  ε
 
=
 
5%,  по 
сравнению с отсутствием деформации в кристалле KI-
Tl (3·10
–3
 
моль%), длина свободного пробега экситона 
сократилась в 70 раз (вставка рисунка). 
 
 
1 – 
до деформации; 2÷7 – при одноосной деформации по направлению <100>; 2 – 0,5%, 3 – 1%,  
4 – 2%, 5 – 3%, 6 – 4%, 7 – 
5%. На вставке: зависимость 
( %)
Tl
I
f
I
π
ε

 
и 
0
( %).
e
R
f
ε

 
Рисунок 1 – Спектры рентгенолюминесценции кристалла KI-Tl (3·10
-3
 
моль%) при 90 К 
1  2016 
53 
 

 
Таким  образом,  анализ  зависимости 
( %)
Tl
I
f
I
π
ε

 
приводит  к  закономерности 
0
( %),
e
R
f
ε

 
из  чего 
следует  соизмеримость  длины  свободного  пробега 
экситона с межталлиевым расстоянием 
0
(
)
Tl
e
R
R
≈
 
при 
деформации ε
 
=
 
2% для кристаллов KI-Tl.  
Эксперименты с различной концентрацией таллия 
в кристалле KI-Tl показывают:  
- 
при  больших  концентрациях  (например,  1 
моль%) межталлиевое расстояние всегда короче дли-
ны  свободного  пробега  экситона,  т.е.  выполняется 
0
.
Tl
e
R
R
>
 
Поэтому  вышеприведенное  перераспреде-
ление полос излучения в пользу собственного не про-
исходит, так как передача энергии свободных эксито-
нов осуществляется преимущественно ионам таллия; 
- 
при  маленьких  концентрациях  (например,  10
–5
 
моль%)  длина  свободного  пробега  экситона  больше 
межталлиевого расстояния, т.е. выполняется 
0
.
Tl
e
R
R
<
 
В этом случае свободные экситоны преимущественно 
автолокализуются в регулярных узлах решетки и при 
незначительной  степени  деформации  (ε
 
=
 
0,5%)  заре-
гистрировано, что доминирующей является собствен-
ная люминесценция АЛЭ. 
Таким  образом,  установлено,  что  с  ростом  вели-
чины  относительной  деформации  в  кристаллах  KI-Tl 
происходит  уменьшение  интенсивности  Tl
+
-
свечения 
при  одновременном росте на такую же величину  ин-
тенсивности люминесценции собственного АЛЭ (σ- и 
π-),  который  излучает  в  регулярных  узлах  решетки. 
Этот  экспериментальный  результат  интерпретирован 
сокращением  длины  свободного  пробега  экситона  до 
автолокализации в регулярных узлах решетки с излу-
чательной релаксации. При этом, как ранее предполо-
жено [5,6], вероятность автолокализации экситонов c 
излучательной  аннигиляцией  в  регулярных  узлах  ре-
шетки увеличивается с ростом степени относительной 
деформации за счет уменьшения высоты потенциаль-
ного  барьера  между  свободными  и  автолокализован-
ными состояниями экситонов. 
Эти экспериментальные результаты четко показы-
вают, что из-за сокращения длины свободного пробега 
экситонов  с  ростом  степени  относительной  деформа-
ции  резко  увеличивается  их  вероятность  автолокали-
зации при 90 К в регулярных узлах решетки с излуча-
тельной аннигиляцией.  
 
Заключение 
В настоящей работе  продемонстрировано воздей-
ствие низкотемпературной одноосной деформации на 
длину  свободного пробега экситона до автолокализа-
ции. На примере кристалла KI-Tl (3·10
-3 
моль%) уста-
новлено,  что  с  ростом  степени  сжатия  происходит 
перераспределение интенсивности Tl
+
-
излучения (2,85 
эВ)  в  пользу  интенсивности  автолокализованного 
экситона (π-; 3,3 эВ), аннигилирующего в регулярном 
узле  решетки  за  счет  существенного  сокращения  (до 
70  раз)  длины  свободного  пробега  экситона  до  авто-
локализации.  
 
Работа выполнялась при поддержке грантов МОН 
РК №4903/ГФ4, 4904/ГФ4.
 
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
 
1. 
Shunkeyev K., Babin V., Elango A., Maarоos A., Kalder K., Vasilchenko E. and Zazubovich S. Luminescent Defects Created in 
Alkali Iodides by Unelastic Uniaxial Deformation at 4.2K // Journal of Luminescence. 1999. V.81. P. 71-77. 
2.  Babin V., Bekeshev A., Elango A., Kalder A., Shunkeev K., Vasilchenko E. and Zazubovich S. Effect of Uniaxial Stress on 
Luminescence of Undoped and Thallium-doped KI and RbI Crystals // Journal of Physics: Condensed Matter. 1999. V.11. P. 
2303-2317. 
3. 
Алукер Э.Д., Лусис Д.Ю., Чернов С.А. Электронные возбуждения и радиолюминесценция щелочно-галоидных кристал-
лов. Рига: Зинатне, 1979. 252 c. 
4. 
Лущик Ч.Б., Лущик А.Ч. Распад электронных возбуждений с образованием дефектов в твердых телах. М.: Наука, 1989. 
264 c. 
5. 
Шункеев К.Ш., Жантурина Н.Н., Алиев Б.А., Аймаганбетова З.К. Специфика излучательной аннигиляции автолокализо-
ванных экситонов при низкотемпературной одноосной деформации в кристалле KI // Вестник КазНТУ им. К.Сатпаева. 
2014. № 2(102). С. 371-377.  
6.  Zhanturina N.  and Shunkeyev K. The Rate of the Exciton Self-Trapping in KI and RbI at Different Temperatures // Journal of 
Physics: Conference Series 400, 052045. 2012.  
7.  Shunkeyev K., Sarmukhanov E., Bekeshev A., Sagimbaeva Sh. and Bizhanova K. The Cryostat for Deformation the Crystals at 
Low Temperatures. // J. of Physics: Conference Series. V. 400 (2012). – 052032.  
 
 
54 
Труды университета 
 

Раздел «Машиностроение. Металлургия» 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Раздел 3
 
 
Геотехнологии. Безопасность 
жизнедеятельности 
 
 
 
 
 
УДК 622.271 
 
Наблюдение за процессами сдвижения 
откосов уступов, бортов карьера и отвалов 
на рудниках «Тур» 
 
Ж.З. ТОЛЕУБЕКОВА
1
, к.т.н., доцент,  
Р.Н. ӘБКЕН
1
, магистр, 
Н.А. КУДЕРИНОВА
2
, к.т.н., доцент, зав.кафедрой «Геодезия и строительство», 
Б.М. ОСПАНОВА
1
, магистрант, 
1
Карагандинский государственный технический университет, кафедра МДиГ, 
2
Государственный университет им. Ш. Кудайбергенова 
 
Ключевые  слова:  карьер,  сдвижение,  месторождение,  профильная  линия,  опорный  репер,  трещинова-
тость, угол наклона, отвал. 
 
редотвращение  опасного  развития  деформаций 
бортов и отвалов достигается путем установления 
при  проектировании  карьеров  допустимых  по  инже-
нерно-геологическим  условиям  углов наклона бортов 
и углов разгона ярусов отвалов, а также путем органи-
зации  и  проведения  постоянных  инструментальных 
маркшейдерских наблюдений за деформациями отко-
сов в период строительства и эксплуатации карьеров. 
Наблюдения  за  сдвижением  земной  поверхности 
проведены  для  определения  параметров  процесса 
сдвижения на месторождении. 
Для определения параметров процесса сдвижения 
были выбраны участки с типичными для данного ме-
сторождения  горно-геологическими  условиями,  на 
которых  в  наиболее  короткие  сроки  прослеживается 
развитие и затухание процесса сдвижения.  
Реперы  наблюдательных  станций  заложены  по  6 
прямым  профильным  линиям,  ориентированным,  по 
простиранию и вкрест простирания рудных тел.  
Основные профильные линии заложены для опре-
деления основных параметров процесса сдвижения на 
месторождении (максимальных величин сдвижений и 
деформаций земной поверхности) вкрест простирания 
горных работ [1].  
Каждая профильная линия включает в себя опор-
ные и рабочие реперы. Опорные реперы были заложе-
ны на концах профильных линий вне зоны сдвижения 
земной  поверхности.  Рабочие  реперы  заложены  в 
пределах ожидаемой зоны сдвижения земной поверх-
ности.  
При  пересечении  профильной  линией  тектониче-
ского нарушения длина профильной линии определя-
лась с таким расчетом, чтобы за зоной влияния текто-
нического  нарушения  располагалось  не  менее  двух 
рабочих реперов. 
Число  рабочих  реперов  по  профильной  линии 
определялось  исходя  из  длины  линии  и  величиной 
интервала между реперами равной 15-20 м.  
Для удобства наблюдений за сдвижением реперов в 
вертикальной и горизонтальной плоскостях, на крутых 
П
 
1  2016 
55 
 

 
склонах на профильных линиях в качестве переходных 
точек закладывались реперы забивного типа [2]. 
Комплекс  работ  на  наблюдательной  станции 
включал следующие операции: 
1)  инструментальное  определение  величин  сдви-
жения  реперов  в  горизонтальной  и  вертикальной 
плоскостях; 
2)  фиксацию  трещин,  появляющихся  на  земной 
поверхности,  с  определением  ширины  их  раскрытия, 
протяженности; 
3)  составление  и  пополнение  планов  и  разрезов 
очистных  горных  выработок  в  районе  наблюдатель-
ной станции с указанием времени характерных этапов 
горных работ; 
4)  изучение  тектонической  нерешенности  и  тре-
щиноватости горного массива; 
5)  сбор  данных  о  прочностных  свойствах  пород, 
отбор  проб  и  отправка  на  испытание  образцов  для 
определения  прочностных  свойств  пород  (лаборатор-
ные исследования грунта). 
Инструментальные наблюдения на станции состо-
яли из следующих работ: 
- 
плановой и высотной привязок опорных реперов 
к  исходным  пунктам  и  периодического  контроля  их 
неподвижности в период проведения наблюдений; 
- 
начальных  наблюдений  для  определения  исход-
ного  положения  реперов  наблюдательной  станции  в 
горизонтальной и вертикальной плоскостях; 
- 
повторных  наблюдений  за  положением  реперов 
наблюдательной станции для определения величин их 
сдвижения; 
- 
периодических съемок трещин, провалов и зоны 
обрушения земной поверхности. 
Привязку опорных реперов наблюдательной стан-
ции в горизонтальной плоскости осуществляют триан-
гуляцией  или  проложением  замкнутых  теодолитных 
ходов от ближайших пунктов триангуляции или поли-
гонометрии. 
В 2011 году при проведении первой серии наблю-
дений было заложено 6 опорных реперов и 23 забив-
ных репера.  
Глубина  промерзания  грунта  для  месторождения 
Восточный Камыс принимает свои значения от 180 до 
190 см. 
В  качестве  опорных  и  рабочих  реперов  при  глу-
бине  промерзания  грунта  свыше  2  м  были  использо-
ваны реперы, заложенные в скважинах (рисунок 1 а). 
Корпус репера 3 изготовлен из арматурной стали диа-
метром  25-30  мм.  Длина  репера  рассчитывалась  с 
учетом глубины промерзания грунта. К нижней части 
корпуса приваривалась крестовина, а на верхнем тор-
це высверливалась на глубину 2-3 мм цилиндрическое 
глухое отверстие диаметром 2,0 мм – центр. Скважи-
ны  заполнялись  бетоном  по  всей  длине  репера  для 
обеспечения  устойчивости  в  длительном  периоде  и 
защиты  реперов  от  механических  повреждений  и  ат-
мосферных осадков [3]. 
В  качестве  рабочих  и  вспомогательных  реперов 
были  использованы  забивные  реперы  (рисунок  1  б), 
изготовленные  из  прутковой  стали  длиной  1,5-2,0  м. 
Для  увеличения  сцепления  репера  с  грунтом  нижняя 

жүктеу/скачать 9,16 Mb.

Достарыңызбен бөлісу: