Investește în oameni [307016]
Investește în oameni!
FONDUL SOCIAL EUROPEAN
Axa prioritară: 1 „Educația și formarea profesională în sprijinul creșterii economice și dezvoltării societății bazate pe cunoaștere”
Domeniul major de intervenție: 1.5 „Programe doctorale și postdoctorale în sprijinul cercetării”
Titlul proiectului: “Creșterea atractivității și performanței programelor de formare doctorală și postdoctorală pentru cercetatori în științe inginerești ATRACTING”
Cod Contract: POSDRU/159/1.5/S/137070
Beneficiar: Universitatea Politehnica Timișoara
Partener: Universitatea Transilvania din Brașov
Universitatea Transilvania din Brașov
Școala Doctorală Interdisciplinară
Departament: Inginerie mecanică
Ing. [anonimizat] a componentelor din materiale compozite pentru coloana de direcție a autovehiculului
Conducător științific
Prof.univ.dr.ing. Anghel CHIRU
BRAȘOV-2017
MINISTERUL EDUCAȚIEI NAȚIONALE
Universitatea TRANSILVANIA din Brașov
Bd. Eroilor 29, 500036 Brașov, Romania, Tel/Fax: +40 268 410525, +40 268 412088
www.unitbv.ro
D-lui (D-nei)………………………………………………………………………………..
COMPONENȚA
Comisiei de doctorat
Numită prin ordinul Rectorului Universității „Transilvania” din Brașov
Nr. ………. din …………..
PREȘEDINTE: Prof. univ. dr. ing.
Universitatea “Transilvania” din Brașov
CONDUCĂTOR ȘTIINȚIFIC : Prof. univ. dr. ing. Anghel CHIRU
Universitatea “Transilvania” din Brașov
REFERENȚI: Prof. univ. dr. ing.
Universitatea
Prof. univ. dr. ing.
Universitatea
Prof. univ. dr. ing.
Universitatea “Transilvania” [anonimizat] a tezei de doctorat: , ora , sala .
[anonimizat], pe adresa: [anonimizat]
Totodată vă invităm să luați parte la ședința publică de susținere a tezei de doctorat.
Cuvânt înainte
CUPRINS
1. Introducere 1
1.1. Obiectivele lucrării 3
2. Materiale compozite pentru componentele autovehiculului 8
2.1. Tipuri de fibre 8
2.2. Tipuri de rășini 9
2.3. Materialul compozit matricial cu fibre 11
2.4. Costul materialelor compozite 13
2.5. Analiza CFRP la nivel global 14
2.6. Timpul de producție 17
2.7. Energia necesară producției 17
2.8. Reciclare 19
2.9. Procedee de fabricație ale materialelor compozite 20
2.10. Aplicații ale materialelor composite în industria auto 23
2.11. Coloane de direcție din materiale compozite 25
3. Calculul materialelor compozite armate cu fibre continue lungi 29
3.1. Modele de calcul pentru materiale compozite 30
3.1.1. Tehnicile numerice 30
3.1.2. Modele cu incluziuni 30
3.1.3. Metode de marginire 30
3.1.4. [anonimizat] 31
3.1.5. Modele mecanice 32
a. Modulul de elasticitate pe direcția paralelă pe direcția fibrelor 35
b. Modulul de elasticitate pe direcția perpendiculară pe direcția fibrelor 37
c. Coeficientul lui Poisson (al contracției transversale) 39
d. Modulul de forfecare al materialului compozit 39
3.2. Studiul rezistenței materialelor compozite (fibre lungi) la nivel micromecanic 41
3.3. Macromecanica laminelor compozite armate cu fibre lungi 45
3.3.1. Determinarea matricei de flexibilitate raportată la sistemul principal de axe 45
3.3.2. Determinarea matricei de rigiditate raportată la sistemul principal de axe 47
3.3.3. Determinarea matricei de flexibilitate pentru un unghi Ɵ față de sistemul principal de axe 47
3.3.4. Determinarea matricei de rigiditate pentru un unghi față de sistemul principal de axe 48
3.3.5. Criterii de rupere 49
3.4. Calculul consolei coloanei de direcție din materiale compozite 51
3.4.1. Calculul parametrilor materialului compozit 53
3.4.2. Rezistența la tracțiune longitudinală a materialului compozit 57
3.4.3. Rezistența la compresiune longitudinală a materialului compozit 58
3.4.4. Rezistența la compresiune tranversală a materialului compozit 59
3.4.5. Rezistența la tracțiune tranversală a materialului compozit 59
3.4.6. Rezistența la tracțiune tranversală a materialului compozit 60
3.4.7. Rezistența la tracțiune tranversală a materialului compozit 60
3.4.8. Determinarea matricei de rigiditate a laminei, la nivel macrometric 61
3.4.9. Determinarea flexibilităților și rigidităților pentru forțe pe direcția unghiul 62
3.4.10. Relații între tensiuni si deformații pentru structura consolei coloanei de direcție 62
3.4.11. Analiza MEF pentru structura studiată 67
4. Testarea pieselor din materiale compozite 74
4.1. Teste de tracțiune 76
4.2. Teste de compresiune 110
4.3. Teste de încovoiere 127
5. Optimizarea tehnologiei de formare a consolei coloanei de direcție 139
5.1. Procedee de obținere a consolei coloanei de direcție din materiale 141 compozite 141
5.2. Evaluarea procedeelor de obținere a pieselor din materiale compozite 150
5.3. Evoluția conceptului pentru obținerea consolei de direcție din materiale 152
5.3.1. Versiunea 1 a consolei coloanei de direcție-înfășurare manuală 153
5.3.2. Versiunea 2 a consolei coloanei de direcție 156
5.3.3. Versiunea V3 a consolei coloanei de direcție 165
6. Noul concept de fabricație al consolei coloanei de direcție din materiale compozite 173
6.1 Obiectivele noului concept 173
6.2 Sistem inovativ de impregnare a fibrei de carbon 173
6.3 Sistem de tensionare activa a fibrei de carbon 178
6.4 Sistem de franare al bobinei de carbon 179
6.5 Optimizarea matriței de formare 181
6.6 Construcția mecanismului de decofrare/strângere 184
7. Contribuții proprii 189
8. Concluzii 190
9. Bibliografie 193
LISTA TABELELOR
Tabel 2.1: Caracterisiticile diferitelor materiale 12
Tabel 2.2 : Energiile necesare pentru producerea otelului respectiv a fibrei de carbon(sursa) 18
Tabel 2.3: BIW comparatie otel si fibra de carbon(sursa) 18
Tabel 2.4: Procedee de formare în funcție de volumul de producție 21
Tabel 2.5: Componente auto din materiale compozite 23
Tabel 3.1: Caracteristicile componentelor materialelor compozite folosite în experimente 50
Tabel 3.2: Constantele elastice ale materialelor compozite studiat 65
Tabel 3.3: Tensiunile materialelor compozite pe direcție longitudinală și transversală 65
Tabel 3.4: Deformațiile materialelor compozite pe direcție longitudinală și transversală 65
Tabel 4.1: Încercări și standarde pentru materialele compozite 73
Tabel 4.2: Comparație între principalele standarde la solicitarea de tracțiune 74
Tabel 4.3: Componența celor trei materiale compozite supuse testelor 81
Tabel 4.4: Valori calculate pentru epruvete C30 la test tracțiune longitudinală 84
Tabel 4.5: Valori măsurate pentru epruvete C30 la test tracțiune longitudinală 84
Tabel 4.6: Valori calculate pentru epruvete Sigrafil la test tracțiune transversală 87
Tabel 4.7: Valori măsurate pentru epruvete Sigrafil la test tracțiune transversală 87
Tabel 4.8: Determinarea coef. lui Poisson pentru materialul compozit pe bază de Sigrafil 89
Tabel 4.9: Valori calculate pentru epruvete T 700 la test tracțiune longitudinală 94
Tabel 4.10: Valori măsurate pentru epruvete T 700 la test tracțiune longitudinală 95
Tabel 4.11: Valori calculate pentru epruvete T 700 la test tracțiune transversală 96
Tabel 4.12: Valori măsurate pentru epruvete T 700 la test tracțiune transversală 96
Tabel 4.13: Determinarea coef. lui Poisson pentru materialul compozit T 700 98
Tabel 4.14: Valori calculate pentru epruvete RT 500 la test tracțiune longitudinală 101
Tabel 4.15: Valori măsurate pentru epruvete RT 500 la test tracțiune longitudinală 102
Tabel 4.16: Valori calculate pentru epruvete RT500 la test tracțiune transversală 103
Tabel 4.17: Valori măsurate pentru epruvete RT500 la test tracțiune transversală 104
Tabel 4.18: Determinarea coef. lui Poisson pentru materialul compozit RT 500 105
Tabel 4.19: Valori calculate pentru epruvetă (C30) la test compresiune longitudinală 112
Tabel 4.20: Valori măsurate pentru epruvetă (C30) la test compresiune longitudinală 113
Tabel 4.21: Valori calculate pentru epruvetă T700 la test compresiune longitudinală 117
Tabel 4.22: Valori măsurate pentru epruvetă T700 la test compresiune longitudinală 117
Tabel 4.23: Valori calculate pentru epruvetă RT500 la test compresiune longitudinală 122
Tabel 4.24: Valori măsurate pentru epruvetă RT500 la test compresiune longitudinală 123
Tabel 4.25: Dimensiunile specimenelor la încovoiere după diferite standarde 126
Tabel 4.26: Valori calculate/măsurate pentru epruvete Sigrafil C30 la test de încovoiere 129
Tabel 4.27: Valori calculate/măsurate pentru epruvete Toray T700 la test de încovoiere 132
Tabel 4.28: Valori calculate/măsurate pentru epruvete RT500 la test de încovoiere 135
Tabel 5.1: Timpul de producție – proces RTM 142
Tabel 5.2: Timp de producție – înfășurare spațială 145
Tabel 5.3: Evaluarea procedeelor de fabricație după diferite criterii 148
Tabel 5.4: Reducerea de greutate în funcție de procedeul de fabricație 149
Tabel 5.5: Estimarea costurilor pentru procedeele de fabricație studiate 149
Tabel 5.6: Succesiunea operațiilor și timpul de producție 159
Tabel 5.7: Succesiunea operațiilor și timpul de producție pentru varianta V3 167
Tabel 6.1: Caracteristicle componentelor matricei 173
Tabel 6.2: Tipuri de rășini și fibre de carbon utilizate în procesul de dezvoltare 185
Tabel 6.3: Timpul de producție în funcție de versiuni 187
LISTA FIGURILOR
Figura 1.1: Poziționare producători vehicule în funcție de standardele CAFE 1
Figura 1.2: Diagrama emisii CO2 in functie de masa medie a autovehiculului (Sursa: EEA) 2
Figura 1.3: Habitaclu din carbon BMW i3 (Sursa: BMW) 4
Figura 1.4: Tehnologiile de formare a materialelor compozite în funcție de timpul de 6
Figura 1.5: Alianțe strategice recente intre industria auto si industria materialelor compozite 7
Figura 1.6: Prognoza producție vehicule ușoare pe regiuni (Sursa IHS) 7
Figura 2.1: Diferite tipuri de fibre folosite pentru materiale compozite 8
Figura 2.2: Compoziția materialelor compozite matriciale cu fibre 11
Figura 2.3: Grafic caracterizare materiale 12
Figura 2.4: Costuri în funcție de faza proiectului 13
Figura 2.5: Prețuri comparative ale materialelor 13
Figura 2.6: Cererea globala de fibră de carbon în perioada 2009-2021 15
Figura 2.7: Venituri în funcție de matrice pentru 2014 respectiv 2015 15
Figura 2.8: Cererea globală de materiale compozite pe bază de fibră de carbon 16
Figura 2.9: Ponderea proceselor de producție (a) și cererea CFRP pe zone, la nivel global (b) 16
Figura 2.10: Cererea de materiale compozite in funcție de aplicație (Sursa: AVK) 17
Figura 2.11: Consumul de energie al tehnologiilor de formare al materialelor compozite 18
Figura 2.12: Structura fibrelor reciclate și bucla de reciclabilitate al materialelor compozite 19
Figura 2.13: Procedee de formare a materialelor compozite 20
Figura 2.14: Program de simulare SEER pentru materiale compozite 22
Figura 2.15: Costul pe unitate (100 buc) pentru fiecare proces de fabricație 22
Figura 2.16: Ford Shelby Cobra 3D Print [Sursa:JEC Composite] 24
Figura 2.17: Lanțul de producție pentru componente din materiale compozite 24
Figura 2.18: Schema sistemului de direcție 25
Figura 2.19: Coloana de direcție fixă [sursa Thyssenkrupp Presta] 25
Figura 2.20: Coloana de direcție ajustabilă mecanic [sursa Thyssenkrupp Presta] 26
Figura 2.21: Coloana de direcție ajustabilă electric [sursa Thyssenkrupp Presta] 26
Figura 2.22: Tipuri de coloane de direcție [sursa NSK] 27
Figura 2.23: Componente din materiale compozite în structura coloanei de direcție 27
Figura 2.24: Desen CAD- carcasa coloanei de directie in functie de procesul de fabricatie 28
Figura 2.25: Desen CAD- consola coloanei de directie în funcție de procesul de fabricație 28
Figura 3.1: (a) Asamblarea in paralel, insumarea fortelor, egalitatea deplasarilor 33
Figura 3.2: Schema de calcul pentru consola coloanei de direcție, forțele și momentele active 35
Figura 3.3: Sectiune prin stratul unui material compozit 35
Figura 3.4: Deformația materialului compozit pe direcția x 36
Figura 3.5: Deformatia materialului compozit pe directia y 38
Figura 3.6: Deformația materialului compozit solicitat la forfecare 39
Figura 3.7: Comportarea materialului compozit în raport cu 42
Figura 3.8: Stabilirea sistemului de axe 44
Figura 3.9 : Geometria secțiunii piesei din materiale compozite 50
Figura 3.10 : Modul de împachetare al fibrelor 52
Figura 3.11 : Tensiuni și deformații în lamina general ortotropică 61
Figura 3.12 : Deplasările în grindă 62
Figura 3.13 : Direcția forței și momentului rezultante 62
Figura 3.14 : Analiza MEF pentru compararea rezultatelor cu și fără grindă[sursa: TH] 66
Figura 3.15: Caracteristicile de material ale componentelor structurii 67
Figura 3.16: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția longitudinală 67
Figura 3.17: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția verticală 67
Figura 3.18: Caracteristicile de material ale componentelor structurii optimizate 68
Figura 3.19: Schema de încărcare longitudinal (stanga) și transversal (dreapta) 69
Figura 3.20: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția longitudinală, Sigrafil C30 69
Figura 3.21: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția transversală, Sigrafil C30 69
Figura 3.22: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția longitudinală, T700 69
Figura 3.23: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția transversală, T700 70
Figura 3.24: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția longitudinală, E-glass 70
Figura 3.25: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția transversală, E-glass 70
Figura 4.1: Specimene de tracțiune pentru materiale compozite armate cu fibre aliniate 75
Figura 4.2: Specimene pentru solicitarea la tracțiune 75
Figura 4.3: Schema mașinii de încercat la tracțiune și echipamentul Lloyd folosit 76
Figura 4.4: Sisteme de prindere (a) mecanice pană și (b) hidraulice pană 76
Figura 4.5: Taloane metalice 77
Figura 4.6: Detaliile curbei forță-deformație la tracțiune 79
Figura 4.7: Echipament de testare tracțiune-compresiune și sistemele de prindere al probelor 80
Figura 4.8: Specimene înainte și după aplicarea taloanelor foi metalice 80
Figura 4.9: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.1 82
Figura 4.10: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr. 2 82
Figura 4.11: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.3 83
Figura 4.12: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.4 83
Figura 4.13: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.5 84
Figura 4.14: Microscop metalografic pentru analiza structurii epruvetelor 86
Figura 4.15: Analiza metalografică pentru specimene din Sigrafil C30 86
Figura 4.16: Curbele forță-deformatie pe direcție transversală pentru cele 5 epruvete (Sigrafil C30) 89
Figura 4.17: Epruvete (Sigrafil C30) după testarea la tracțiune 90
Figura 4.18: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.1 (T700) 92
Figura 4.19: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.2 (T700) 92
Figura 4.20: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.3 (T700) 93
Figura 4.21: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.4 (T700) 93
Figura 4.22: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.5 (T700) 94
Figura 4.23: Analiza metalografică pentru specimene din T700 95
Figura 4.24: Curbele forță-deformatie pe direcție transversală pentru cele 5 epruvete (T700) 97
Figura 4.25: Epruvete T 700 înainte și după testare la tracțiune 98
Figura 4.26: Tipul de rupere al epruvetelor T 700 (a) și delaminarea acestora (b) 99
Figura 4.27: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.1 (RT 500) 100
Figura 4.28: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.2 (RT 500) 100
Figura 4.29: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.3 (RT 500) 101
Figura 4.30: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.4 (RT 500) 101
Figura 4.31: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.5 (RT 500) 101
Figura 4.32: Epruvete înainte și după testarea la tracțiune 104
Figura 4.33: Ruperea cu așchii a epruvetelor pe bază de fibră de sticlă 105
Figura 4.34: Metode de introducere a încărcării pentru testele de compresiune 106
Figura 4.35: Tipuri de cedare a fibrelor în timpul testării la compresiune 106
Figura 4.36: Schema masinii de incercat la compresiune 107
Figura 4.37: Configuratia specimenelor categoria I pentru testare la compresiune 108
Figura 4.38: Epruvete categoria I înainte și după aplicarea taloanelor foi metalice 108
Figura 4.39: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.1 (Sigrafil C30) 110
Figura 4.40: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.2 (Sigrafil C30) 110
Figura 4.41: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.3 (Sigrafil C30) 111
Figura 4.42: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.4 (Sigrafil C30) 111
Figura 4.43: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.5 (Sigrafil C30) 112
Figura 4.43: Ruperea epruvetelor pe baza de Sigrafil C30 la compresiune și cele două tipuri de rupere apărute 113
Figura 4.45: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.1 (T700) 115
Figura 4.46: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.2 (T700) 115
Figura 4.47: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.3 (T700) 115
Figura 4.48: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.4 (T700) 116
Figura 4.49: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.5 (T700) 116
Figura 4.50: Ruperea epruvetelor pe baza de T700 la compresiune și cele trei tipuri de rupere apărute 118
Figura 4.51: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.1 (RT500) 119
Figura 4.52: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.2 (RT500) 120
Figura 4.53: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.3 (RT500) 120
Figura 4.54: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.4 (RT500) 121
Figura 4.55: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.5 (RT500) 122
Figura 4.56: Deformația epruvetelor pe baza de fibră de sticlă RT 500 124
Fig. 4.57:Testare la îndoire în trei puncte Fig.4.58:Testare la îndoire în patru puncte 125
Fig.4.59: Dispozitivele de testare în trei puncte (a) și în patru puncte (b) 127
Fig.4.60: Dispozitivul Zwick de testare la încovoiere 128
Fig.4.61: Curbele forță-deflecție la încovoiere pentru epruvetele pe bază de Sigrafil C30 129
Fig.4.62: Epruvete (Sigrafil C30) pentru încovoiere, înainte și după testare 130
Fig.4.63: Tipuri de rupere a epruvetei (Sigrafil C30) la încovoiere 131
Fig.4.64: Analiza metalografică a epruvetelor Sigrafil C 30 după testare la încovoiere 131
Fig.4.65: Curbele forță-deflecție la încovoiere pentru epruvetele pe bază de T 700 132
Fig.4.66: Epruvete (T700) pentru încovoiere, înainte și după testare 133
Fig.4.67: Tipuri de rupere a epruvetei (T700) la încovoiere 133
Fig.4.68: Analiza metalografică a epruvetelor T700 după testare la încovoiere 134
Fig.4.69: Curbele forță-deflecție la încovoiere pentru epruvetele pe bază de RT500 134
Fig.4.70: Epruvete (RT500) pentru încovoiere după testare și tipuri de rupere 135
Figura 5.1: Componente sistem de directie VW Golf 6 137
Figura 5.2: Desen CAD- carcasa coloanei de direcție în funcție de procesul de fabricație 138
Figura 5.3: Desen CAD- consola coloanei de direcție în funcție de procesul de fabricație 139
Figura 5.4: Metodologia de dezvoltare a unui produs 139
Figura 5.5: Desfășurarea procesului prin autoclav-prezentare generală 140
Figura 5.6: Consola și carcasa coloanei obținute prin autoclavă 140
Figura 5.7: Analiza FEM pentru consola obținută prin autoclavă 140
Figura 5.8: Comparație între rezultatele analizei FEM, măsurătorile componentelor din oțel și măsurătorile componentelor din materiale compozite (autoclavă) privind frecvența proprie și rigiditatea coloanei de direcție 141
Figura 5.9: Montajul coloanei de directie pentru componentele obtinute prin autoclavă 141
Figura 5.10: Desfășurarea procesului RTM – prezentare generală 142
Figura 5.11: Rezultatele analizei FEM pentru coloana de direcție cu componente obținute prin procesul RTM 143
Figura 5.12: Comparație între rezultatele analizei FEM, măsurătorile componentelor din oțel și măsurătorile componentelor din materiale compozite (RTM),privind frecvența proprie și rigiditatea coloanei de direcție 143
Figura 5.13: Montajul coloanei de direcție cu carcasa și consola din materiale compozite (RTM) 144
Figura 5.14: Prezentarea proceselor de pultruziune (carcasa) și înfășurare spațială (consola) 144
Figura 5.15: Etapele și componentele necesare procesului de înfășurare spațială 145
Figura 5.16: Consola și carcasa coloanei de direcție obținute prin procesul înfășurării spațiale 146
Figura 5.17: Analiza FEM pentru consola obținută prin înfășurare spațială 147
Figura 5.18: Comparație între rezultatele analizei FEM, măsurătorile componentelor din oțel și măsurătorile componentelor din materiale compozite (Înfășurare spațială) privind frecvența proprie și rigiditatea coloanei de direcție 147
Figura 5.19: Montajul coloanei de direcție cu carcasa și consola din materiale compozite (Înfășurare spațială) 147
Figura 5.20: Componentele coloanei de direcție PQ35GP- VW Golf 6 150
Figura 5.21: Consola clasică din oțel și schița consolei din materiale compozite 151
Figura 5.22: Inserturile metalice pentru consola (versiunea 1) coloanei de direcție 151
Figura 5.23: Matrița din aluminiu pentru consola versiunea 1- Înfășurare manuală 152
Figura 5.24: Structura consolei din materiale compozite – versiunea 1 152
Figura 5.25: Rezultatele analizei FEM, în plan orizontal, pentru structura consolei versiunea 1 153
Figura 5.26: Rezultatele analizei FEM, în plan vertical, pentru structura consolei versiunea 1 153
Figura 5.27: Comparație între rezultatele analizei FEM și rezultatele experimentale pentru rigiditate și frecvență 154
Figura 5.28: Inserturi metalice pentru consola versiunea 2 (Înfășurare spațială) 154
Figura 5.29: Comparație între rezultatele măsuratorilor reale și rezultatele analizei FEM pentru rigiditate și frecvență- versiunea 2 155
Figura 5.30: Matrița pentru consola cu ranforsare respectiv fără ranforsare 155
Figura 5.31: Studiu de fezabilitate pentru consola coloanei realizată din materiale compozite 156
Figura 5.32: Consolele din materiale compozite realizate și montate în ansamblul de serie 156
Figura 5.33: Componentele și etapele procesului de înfășurare spațială pentru consola var. 2 157
Figura 5.34: Roboți programabili ABB IRB 1600 pentru înfășurarea spațială 157
Figura 5.35: Dispozitive de impregnare cu rășină a fibrei de carbon 158
Figura 5.36: Diferite dispozitive de ghidare a fibrei de carbon 159
Figura 5.37: Vedere explodată a matriței pentru consola versiunea V2 160
Figura 5.38: Defectele consolei coloanei de direcție – versiunea 2 161
Figura 5.39: Defectele apărute la impregnare- baia cu cilindrii de stoarcere 161
Figura 5.40: Defectele apărute la impregnare- baia cu furtun de impregnare 161
Figura 5.41: Comparație FEM între varianta 2 și 3 a inserturilor suport 163
Figura 5.42: Noile inserturi metalice pentru consola versiunea 3 163
Figura 5.43: Matrițe pentru versiunea 3 a consolei coloanei de direcție 164
Figura 5.44: Vedere explodată a matriței pentru consola versiunea V3 cu plăci de presiune 164
Figura 5.45: Vedere explodată a matriței pentru consola versiunea V3 cu furtun de presiune 165
Figura 5.46: Etapele procesului de înfășurare și componentele necesare acestui proces 166
Figura 5.47: Sistem de tensionare prin arcuri 166
Figura 5.48: Schema instalației de vacuum 167
Figura 5.49: Defectele coloanei de direcție versiunea V3-matrița cu furtun de presiune 169
Figura 5.50: Defectele coloanei de direcție versiunea V3-matrița cu plăci de presiune 169
Figura 6.1: Vedere explodată a camerei de impregnare prin injecție 172
Figura 6.2: Duza de injecție în secțiune și caracteristicile acesteia 173
Figura 6.3: Caracteristicile duzei de injecție 174
Figura 6.4: Amprenta si unghiul de injectie 175
Figura 6.5: Schema de calcul a tensiunării fibrei în pozitia maximă și minimă de tensionare 176
Figura 6.6: Schema de calcul a forței de frânare a bobinei 177
Figura 6.7: Componentele sistemului de frânare al bobinei 178
Figura 6.8: Dispozitiv de frânare al bobinei 179
Figura 6.9: Matrița de formare optimizată 179
Figura 6.10: Vedere explodată a matriței optimizate 180
Figura 6.11: Ansamblul insert axial 181
Figura 6.12: Plăcile de presiune spate 181
Figura 6.13: Desen CAD placa centrală 182
Figura 6.14: Plăcile de presiune/formare ale matriței optimizate 182
Figura 6.15: Dispozitivul de decofrare/strângere 183
Figura 6.16: Imagine explodata a mecanismului de decofrare 184
Figura 6.17: Schema de calcul pentru tija filetată 184
Figura 6.18: Componentele și etapele procesului optimizat 186
LISTĂ ABREVIERI
AlfaLam -Advance Layerwise Failure Analysis of Laminates
ARTM -Advanced Resign Transfer Moulding
BD -BiDirectional
BMC -Bulk Moulding Compound (Formare fibre scurte)
CFK – Kohlenstoff-Faserverstärkter Kunststoff (Masa plastica armata cu fibre de carbon)
CFRP -Carbon Fiber Reinforced Polimer
EU -European Union
FEM -Finite Element Method (Metoda elementelor finite)
IHS -Information Handling Services (Companie studiu piețe economice si bussiness)
LM -Low Modulus (Modul cu valoare scazuta)
mPas -Mili Pascal Secunda (ca mărime caracteristică a vâscozității dinamice)
PE -Polieteilenă
PEEK -Polietercetonă
PP -Polipropilenă
RTM – Resin Transfer Moulding (Procedeu de injecție cu rășină)
SM -Standard Modulus
SMC – Sheet Moulding Compound (Masa de formare armată cu fibre lungi)
Tex -masa pe unitatea de lungime a fibrei (1Tex=1000 m)
UD -UniDirectional
UHM -Ultra High Modulus
UM -Ultra Modulus
UMS -Ultra Modulus Strength
US CAFE – United States Corporate Average Fuel Economy
VARTM – Vakuum Assisted Resin Transfer Moulding
V -Variantă
Introducere
Materialele compozite reprezintă la ora actuală unul dintre mijloacele folosite de marii producători de autovehicule din lume, pentru a îndeplinii cererile standardelor internaționale privind compozitia autovehiculelor, din punct de vedere al materialelor folosite, al emisiilor și al respectării normelor de mediu.
Având în vedere cererile standardelor US CAFE (Corporate Average Fuel Economy) pentru producătorii de autovehicule, de a atinge pragurile de consum de 3,8 l / 100 Km până în anul 2025, coroborate cu cererile EU (European Union) privind emisiile de CO2 75 g CO2 / Km în 2025, materialele usoare au devenit o necesitate. Din ecuația rezistenței la înaintare a autovehiculului rezultă că o reducere a masei cu 100 kg are ca efect o reducere în medie a consumului de carburant cu 0,6 l /100 km [].
Noile standarde folosesc etaloane flexibile cu ajutorul cărora, autovehiculele sunt clasificate în funcție de amprenta lor (ecartamentul inmulțit cu ampatamentul) pentru ca factorii de decizie, pentru vehiculele mari și vehiculele mici, să fie pe picior de egalitate. Pentru a arata nivelul industriei, a fost realizată o diagramă cu cerintele CAFE pentru anii 2020 și 2025 și s-a poziționat pe această diagramă vehiculele principalilor constructori de vehicule în funcție de ratingul lor legat de consumul de combustibil.
Figura 1.1: Poziționare producători vehicule în funcție de standardele CAFE
(Sursa : Lucintel)
Din această diagramă (Fig.1.1) rezultă că numarul vehiculelor care îndeplinesc cerintele standardelor CAFE pentru anul 2025, este unul foarte redus.
Cele care îndeplinesc cerințele sunt vehiculele hibrid, Honda Accord Hybrid fiind cea care depășește cerințele anului 2025. La pol opus se află Bugatti Veyron care este sub cerințele standardelor pentru 2017.
Figura 1.2: Diagrama emisii CO2 in functie de masa medie a autovehiculului (Sursa: EEA)
Din această diagramă au fost excluse vehiculele 100% electrice.
Printre producătorii mai mari, Daimler AG, Skoda, Nissan International SA, General Motors Daewoo, Mazda Motor Corporation și Dacia vor trebui să reducă emisiile medii ale flotelor lor cu mai mult de 14 g CO2 / km, în următorii cinci ani.
Materialele compozite pe baza de fibră de sticlă si cele pe bază de fibră de carbon, termorigidele și termoplasticele dar și noile aliaje de aluminiu pot constitui ceea ce specialiștii numesc „vehicul multi-material”.
La nivel internațional există un număr mare de proiecte care dezvoltă diferite componente din materiale compozite, iar dintre acestea doar trei proiecte dezvoltă componente structurale pentru coloana de direcție al autovehiculului.
Această lucrare dezvoltă un model structural pentru coloana de direcție al autovehiculului, model care respectă comportarea reală a componentelor, prin realizarea unui model de calcul aplicabil structurii dezvoltate, a unor teste pe epruvete realizate identic cu modul de realizare al structurii si prin optimizarea procesului de formare.
Obiectivele lucrării
Această lucrare va studia aplicabilitatea materialelor compozite, pe bază de fibra de carbon, pentru componente structurale ale autovehiculului. Pentru a obține date tehnice care să susțină prin rezultate înlocuirea materialelor clasice cu cele pe bază de fibră de carbon se va realiza calculul acestor structuri, testarea lor precum si optimizarea procesului de obținere a consolei coloanei de direcție.
Această lucrare are ca bază de pornire rezultatele obținute de către doctoranzii Universității Transilvania din Brasov, pe aceeasi temă.
Pentru a putea concluziona asupra alegerii corecte a procesului de fabricație și asupra materialelor alese, au fost urmați următorii pași:
1. Studiul actual al tehnicii, tendințe, concepte
2. Definirea fundamentelor proiectării componentelor structurale din materiale compozite
3. Calculul materialelor compozite armate cu fibre de carbon,continue lungi și simularea
comportamentului componentelor din materiale compozite cu ajutorul analizei FEM
4. Testarea componentelor din materiale compozite, luând în calcul faptul că epruveta trebuie
să aibă un comportament similar cu al componentei din care face parte
5. Optimizarea procedeului de înfășurare spațială astfel încât să poată fi aplicat pentru
producția de serie mare (peste 50,000 bucăți anual)
6. Realizarea unui concept inovativ de impregnare a fibrei de carbon cu rășină, calculul
cantității de rășină necesară pentru un nivel de impregnare 60%-40%, recuperarea rășinii în
exces și refolosirea ei, sistemul de mixare a rășinii.
7. Optimizarea matriței pentru obținerea consolei coloanei de direcție din materiale
compozite și realizarea unui dispozitiv pentru decofrare rapidă
8. Realizarea calculului timpilor de înfășurare pentru diferite modalități de înfășurare și a
timpilor de producție total
9. Realizarea calculului pentru obținerea consolei coloanei de direcție din materiale
compozite, cu ajutorul procedeului de înfășurare spațială optimizat
10. Studiul posibilității producerii in serie a consolei coloanei de direcție, fluxul de proces
11. Evaluarea componentelor structurale din materiale compozite cu fibre din punctul de
vedere al caracteristicilor de rezistență, necesare coloanei de direcție și estimării
comparative a costurilor diferitelor procedee de realizare ale acestora
La obținerea rezultatelor acestei teze au contribuit firme ca Thyssenkrupp Presta AG, SC Compozite Brasov, Novia, SGL Group, R&G, Proffesional, Stabilus care au facilitat obținerea materialelor pentru experimente, testarea acestora, discuții cu caracter tehnic sau stagii de pregătire și informare.
Stadiul actual al tehnicii
Termenul de materiale compozite apare încă din anii 1800, când Thomas Edison folosea fibrele de carbon ca filamente pentru becurile timpurii. În anii 1930, materialele compozite apar în aviație, materialul de bază fiind plasticul impregnat cu materiale lemnoase. (Technology, a study of mechanical arts and applied science-A.Sofroniou)
Materialele compozite cu fibre sunt utilizate încă din anii 1950 in domeniul aero-spațial iar din 1980 materialele compozite pe bază de carbon, au început să fie folosite cu succes în domeniul auto. Producerea fibrelor de carbon la costuri reduse în paralel cu dezvoltarea unor procedee adecvate de producție pentru componente auto din materiale compozite, au dus la posibilitatea aplicării acestor materiale pe scară largă cu scopul înlocuirii materialelor clasice.
BMW este unul dintre marii producători de autovehicule care au aplicat aceste tipuri de materiale pentru a introduce o nouă serie de autovehicule monovolum cu fibre CFK (BMW i3 și BMW i8).
Figura 1.3: Habitaclu din carbon BMW i3 (Sursa: BMW)
Pentru realizarea acestuia (habitaclul i3) sunt necesare numai 130 componente (față de 400 necesare pentru realizarea acestuia din materiale clasice) care sunt obținute prin procesul RTM și sunt lipite intre ele cu ajutorul unui adeziv cu timp de lucru de 90 secunde. În general, BMW folosește ca tehnologie procesul RTM și un nou proces inovativ dezvoltat care leagă două componente prin injecția în formă a elementului de legătură.
În anul 2015, marii producătorii de materiale compozite au pus accentul pe alegerea potrivită a materialului în conformitate cu scopul componentei produse, dezvoltarea posibilităților de design și optimizarea tehnologiei pentru producția de serie mare.
Proprietățile mecanice ale unei structuri compozite depinde de calitatea interfeței dintre fibra de carbon (în acest caz) și matrice. Astfel procesele de fabricație a materialelor compozite sunt puternic dependente de obținerea unei interfețe și suprafețe de calitate ridicată.
Producția de fibră de carbon anuală pentru toate aplicațiile este in jurul valorii de 80.000.000 Kg (2015).
Dacă 10% din totalul autovehiculelor produse anual (90 milioane de unități) ar folosi 20 Kg de fibră de carbon (media pentru BMW seria 7), asta ar insemna triplarea cantității necesarului de fibră de carbon, ceea ce este deja o provocare pentru producătorii de fibră de carbon. Astazi, trei companii japoneze aduna nu mai putin de 70% din productia totală de fibră de carbon la nivel global: Toray Industries Inc., Teijin Ltd. și Mitsubishi Rayon Co. În total, doar 11 companii produc fibra de carbon în întreaga lume.
O directivă a UE, 2000/53/ EC, privind ciclul de viață al autovehiculelor produse după 2015, prevede că 85% din greutatea materialelor folosite, trebuie să fie re-utilizabile sau reciclabile, 10% pot fi arse iar 5% pot fi depozitate ca deșeuri.
Siemens, Audi, BMW, SGL Group, Voith Composites, Fraunhofer Institute for Building Physics, BIFA Environmental Institute, au dezvoltat, in centrul de dezvoltare a tehnicilor de reciclare pentru fibra de carbon, un procedeu care se numește solvoliza prin care componentele din rasină ale fibrei de carbon sunt încălzite sub presiune la o temperatură de 200 de grade Celsius, iar apoi sunt transformate în compuși alcoolici cu o greutate moleculară scazută și solvabili în apă. În felul acesta, orice fel de solventi poluanți sunt excluși din proces, ceea ce conferă un beneficiu pentru mediul înconjurător. Materialul rezultat din acest proces își păstrează forma și fibrele intacte, ceea ce inseamnă că poate fi procesat și transformat într-o nouă componentă, rezultând un cost cuprins între 20-40% mai mic față de fibrele de carbon virgine.
O altă provocare a furnizorilor de tehnologie in domeniul materialelor compozite o reprezintă realizarea unor componente auto într-un timp mai mic de 1 minut / componentă.
Componentele realizate din fibră de carbon au, deocamdată, un preț ridicat deși treptat, pretul fibrei de carbon scade. Astfel, modele cum sunt BMW seria 7, Alfa Romeo 4C sau Chevrolet Corvette Z06 folosesc astfel de elemente, pretul lor orbitând in jurul sumei de $80.000.
BMW, care este printre primii dezvoltatori de autovehicule care folosesc componente din fibră de carbon, a reușit o scădere a greutății pentru seria 7 prin realizarea unor componente ca elementele plafonului, stâlpii de susăinere și cadrele portierelor.
Studiul industriei materialelor compozite induce studiul nivelului constituienților, și anume, asupra materialelor de ranforsare și rășinlor.
Deși prețul fibrei de carbon este încă ridicat (10-15 $ / Kg) , cererea pieței este în continuă creștere prin folosirea acesteia în domeniile aviației, electric, medical, mașinilor sport și al turbinelor eoliene.
În ceea ce priveste rășinile, există mai multe tendințe și direcții:
-rășini cu timp de polimerizare mic pentru aplicații care necesită un volum ridicat de componente
– rășini cu timp de gelifiere optim pentru paletele turbinelor eoliene
– nano-rășini ieftine și cu putere specifică mare
– bio- rășini pentru aplicații diverse
Tendința, în domeniul autovehiculelor, este dezvoltarea unor tehnologii pentru obținerea componentelor din fibră de carbon folosite in producția de serie mare.
Astfel, există un interes deosebit pentru dezvoltarea unor tehnologii pentru producerea unor componente structurale de dimensiuni mici cu geometrie complexă, cum ar fi consola coloanei de direcție. În graficul de mai jos este prezentată situația tehnologiilor de formare, cele mai folosite, în funcție de timpul de producție, complexitate geometrică și lungimea fibrei de carbon.
Figura 1.4: Tehnologiile de formare a materialelor compozite în funcție de timpul de
producție, complexitate geometrica a componentei și lungimea fibrei
Constructorii de autovehicule realizează parteneriate strategice cu furnizorii de fibră de carbon, cu furnizorii de componente din fibră de carbon, cu centre de cercetare pentru a putea optimiza timpul de producție, costul materialelor prime, matrițele și reciclarea materialelor compozite (Figura 1.5).
Producția de vehicule ușoare pentru U.S a avut o creștere de la 11,7 milioane de vehicule în 2010 la 17,4 milioane de vehicule in 2015. Acest trend de crestere se va păstra și în următorii ani, prognoza IHS estimând o creștere de până la 20 milioane de vehicule in 2020.
Pentru Europa, producția de vehicule ușoare a avut o creștere de la 18,3 milioane de vehicule in 2010 la 19.4 milioane de vehicule in 2015. Prognoza IHS estimează o creștere mică pentru anul 2020 de până la 19.8 milioane de vehicule (Figura 1.6).
Figura 1.5: Alianțe strategice recente între industria auto și industria materialelor compozite
Luând în calcul toți parametrii și datele statistice exprimate mai sus, se poate conchide că realizarea consolei coloanei de direcție din materiale compozite printr-un procedeu de fabricație inovativ cum este înfășurarea spațială, reprezintă un interes ridicat.
În prezent există trei proiecte și patente care au dezvoltat coloane de direcție din materiale compozite dar nici unul dintre ele nu a dezvoltat un procedeu pentru producția de serie mare, adică peste 50.000 bucăți anual.
Figura 1.6: Prognoza producție vehicule ușoare pe regiuni (Sursa IHS)
Provocarea marilor constructori de autovehicule și implicit al producătorilor de piese din matriale compozite este aceea de a obține componente auto de mici dimensiuni cu geometrie complexă.
De asemenea obținerea unor materiale compozite acceptabile ca preț, care sa se ridice la proprietățile și caracteristicile, cel puțin, al materialelor clasice, reprezintă de asemenea o provocare actuală.
Materiale compozite pentru componentele autovehiculului
Libertatea în design, în cazul materialelor compozite, conferă un avantaj enorm, inginerul având posibilitatea alegerii proprietăților materialului în funcție de rășină sau materialul de ranforsare.
Materialele compozite avansate folosesc fibrele lungi, continue de aramid sau carbon care pot fi orientate unidirecțional în funcție de direcția forțelor la care vor fi supuse.
Obținerea componentelor din materiale compozite și tehnologia au devenit foarte importante în procesul reducerii de greutate. Astfel, echilibrul între structură, proprietăți, proces și performanțe trebuie păstrat având în vedere faptul ca un material compozit nou este clasificat după tehnologia de obținere și abia apoi după proprietățile pe care le are.
De asemenea calitatea suprafețelor obținute este un alt domeniu al materialelor compozite, domeniu strâns legat de proprietățile mecanice ale structurilor eterogene dar și de proprietățile interfeței dintre materialul de ranforsare și matrice.
Tipuri de fibre
Proprietățile materialelor compozite sunt direct legate de proprietățile materialului de ranforsare cu impact puternic asupra rigidității și rezistenței acestora.
Fibra de carbon- este cel mai des intalnită în aplicațiile care necesită calitate superioară și permite orientarea unidirectională pe direcția fortelor la care componenta va fi supusă. De asemenea confera materialului compozit, rezistență și o rigiditate ridicată. Deși este mai rezistentă decât fibra de sticlă sau aramid, fibra de carbon poate coroda în contact cu metalul. Acest tip de fibră îl intâlnim mai des sub forma de mii de filamente nerasucite, continue (12K, 24K, 50K). Acestea pot fi folosite direct in procese precum înfășurare sau pultruziune sau transformate în bandă unidirectională.
Figura 2.1: Diferite tipuri de fibre folosite pentru materiale compozite
Fibra de aramid – prezinta o elongatie bună (ca valoare, între fibra de carbon și fibra de sticlă) și o rezistență la impact ridicată (Kevlar). Este des întâlnită în vestele anti-glonț și în general în componentele care trebuie să dezvolte o rezistență ridicată la impact.
Fibra de bor-este realizată prin depunerea chimică a borului peste un filament de carbon sau tungsten. Prezintă excelente calități la compresiune și flambaj și prezintă o rigiditate de două ori mai mare decat a oțelului.
Fibra de sticlă – este cea mai folosită fibră, cu aplicații în majoritatea industriilor. În comparație cu fibra de carbon, aceasta nu este atât de rigidă dar prezinta o rezistență la impact mai mare și o rezistență la rupere mai mare. Prețul acesteia este de trei ori mai mic în comparație cu fibra de carbon.
Fibrele ceramice – acestea se folosesc acolo unde se cere rezistenta mare pentru expunere la temperaturi ridicate. Materialele compozite pe bază de fibre ceramice sunt casante dar datorită proprietăților sale termice, este folosită pentru aplicații la motoarele aeronavelor.
Fibrele naturale – datorită consumului redus de energie necesar pentru producerea lor, biodegradabilității lor, devin din ce in ce mai folosite în industria auto pentru componente care necesitî proprietăți de izolare bună și greutate redusă.
Desigur, există mai multe tipuri de fibre, hibrid, bazalt, cuart, PBO, fibre rezistente la coroziune, fibre bune conductoare de electricitate etc, însă această teză dezvoltă ideea producerii unor componente auto din materiale compozite termorigide.
Tipuri de rășini
În ceea ce priveste rășinile, există mai multe tendințe și direcții:
• rășini cu timp de polimerizare mic pentru aplicații cu volum ridicat de componente
• rășini cu timp de gelifiere optim pentru paletele turbinelor eoliene
• nano-rășini ieftine și cu putere specifică mare
• bio- rășini pentru aplicații diverse
Cele mai folosite rășini (matrice) termoplastice sunt cele poliesterice, urmate de rășinile epoxidice care au fost dezvoltate intensiv in ultimii doi ani, și rășinile vinil-esterice.
-Rășinile termorigide: dupa polimerizare, rășinile termorigide nu se pot întoarce în starea inițială.
– Rășinile poliesterice se folosesc, în general, împreună cu fibra de sticlă și se folosesc pentru procese de producție ca pulverizarea în matriță deschisă, turnare in matriță sau RTM.
– Rășinile vinil-esterice: acestea sunt asemănătoare cu rășinile poliesterice însă prezintă în plus proprietăți care o fac sa aibî un preț mai ridicat: rezistență la apă și la medii corozive chimic.
-Rășinile epoxidice: sunt printre cele mai folosite rășini pentru ca dau materialului compozit rezistență, durabilitate și proprietăți mecanice ridicate. Intra în reacție în contact cu un agent de polimerizare, foarte important fiind respectarea raportului rașină-agent polimerizare.
-Rășinile fenolice: sunt folosite acolo unde se cere rezistență la flacără deschisă. Proprietățile mecanice sunt slabe și nu sunt folosite in industria auto.
Există și alte tipuri de fibre termorigide, rezistente la temperaturi ridicate sau cu proprietăți de absorbție a apei, ridicate, însă sunt foarte puțin folosite in industria auto.
Rășinile termorigide au vâscozitate scăzută la temperatura camerei și la temperaturi ridicate (pana la 120°C), avantaj care poate controla timpul procesuluui de impregnare a fibrelor cu rașină complet și fără goluri de aer. Modul în care impregnarea este realizată are impact direct asupra timpului de producție.
Materialele compozite termorigide nu se pot recicla datorită faptului ca temperatura ridicată necesară separării constituienților, distruge fibrele.
Rășinile termoplastice: acestea pot fi modelate dupa polimerizare, prin incalzire la temperatura de procesare. Se folosesc în general pentru materiale plastice ca polietilena (PE), polietilan tereftalat (PET), polibutilen tereftalat (PBT), poliamide (PA), polipropilene (PP).
Rășinile termoplastice de inaltă performanță, polieterketona (PEEK), poli-imide (PAI), polifenil sulfide (PPS), functionează bine la temperaturi ridicate și odată polimerizate, nu absorb apa. De asemenea aceste rășini oferă posibilitatea de a recupera și recicla componentele la sfârșitul ciclului de viată datorită mixului de polimeri (amorf și cristalin).
La temperatura camerei, rășinile termoplastice au vâscozitatea mare iar calitatea impreganării fibrelor este scăzută. La temperatura ridicată, vâscozitatea acestora mai scade dar nu suficient iar la temperaturi foarte ridicate, rășina se degradeaza.
Având în vedere că rășinile termorigide polimerizează ireversibil iar rășinile termoplastice prezintă proprietatea de a revenii,dupa polimerizare, la o temperatura de tranziție, la starea de remodelare, putem clasifica materialele compozite în funcție de aceste proprietăți ale matricelor. Aceste două rășini, prezintă procese de obținere diferite ale materialelor compozite din care fac parte.
Nano-materialele (nano-tuburi de carbon CNT, grafen) care folosesc rășini aditivate au o predicție de dezvoltare și crestere de 5% pe an pentru urmatorii ani. Așa cum fibra furnizează ranforsare la nivel de microni, așa și rășina nano-aditivată furnizează ranforsare la nivel nano. Nano-materialele folosite în domenii în care impactul acestora este foarte mare, poate influența costul materialelor ăi a procesului de obținere ale acestora.
Capacitatea de a recicla și a refolosi fibra de carbon poate scadea prețul piesei finite cu până la 50% în sensul că fibra de carbon CFRP secundară are nevoie de doar 25% din energia folosită pentru obținerea materialului primar.
Materialul compozit matricial cu fibre
Materialul compozit pe bază de fibre este realizat dintr-o matrice polimerică (răsina termoplastică sau termorigidă), un element de ranforsare (fibra de carbon, de sticla sau fibre naturale), agenți de umplere și aditivi.
Figura 2.2: Compoziția materialelor compozite matriciale cu fibre
Materialul compozit pe bază de fibre (CFRP,GFRP) conferă, pieselor din care sunt executate, scăderea greutății cu până la 60% iar din punct de vedere al securității, compozitele oferă o absorbție a energiei specifice (de ex. la impact) de 120kJ/kg (materiale compozite termorigide cu rășina epoxidică) sau 250kJ/kg (materiale compozite termoplastice) (Herrmann, Mohrdieck and Bjekovic, DaimlerChrysler).
Un filament reprezinta un singur segment de ranforsare. Mai multe filamente alăturate reprezintă un mănunchi de fibre cu diferite TEX în funcție de densitatea de fibre pe metru pătrat dorită, de la 3K, 6K, 12K, 24 K la 50 K.
În prezent piesele din CFRP se obțin din preformuri care trebuiesc tăiate pe conturul piesei.
O alternativă este folosirea procesului RTM care foloseste injecția de rășină într-o matriță însă acesta este un proces care necesita încă folosirea preformului.
Folosirea procesului de pultruziune este un pas important datorită gradului mare de automatizare permis, datorită evitării unor componente semi-finisate și datorită posibilitații folosirii fibrelor de carbon lungi și continue care au un preț avantajos.
Acestea sunt desfășurate de pe bobina de asamblare, trec printr-o baie de rășină și ajung apoi direct pe matrița de pultruziune. Aceasta rășină se intărește în matrită și rezultă negativul formei profilului dorit. Profilul rezultat este tras încontinuu afara din matriță și tăiat pe lungimea și profilul dorit. Procesul de pultruziune permite realizarea unor componente cu fibre orientate axial.
Materialele compozite armate cu fibre sunt anizotrope, ceea ce inseamnă că pe direcția de așezare a fibrelor avem cele mai bune proprietăți mecanice.
Proprietățile materialului compozit depind de procesul de fabricație, de orientarea și volumul fibrei, de tipul rășinii. Foarte importante, privind obținerea materialului compozit, sunt viteza de obținere al acestuia, costul și volumul de producție.
Forțele și incărcările materialului compozit sunt diferite pentru direcții diferite, ceea ce face ca materialul compozit cu fibre să confere un design eficient pentru componentele auto cu geometrie complexă.
Tabel 2.1: Caracterisiticile diferitelor materiale
Figura 2.3: Grafic caracterizare materiale
Pentru dezvoltarea componentelor auto (design inovativ) din materiale compozite, trebuie să se ia în considerare timpul de producție scazut, costul de producție scazut (viteza procesului de formare este mare), posibilitatea de reciclare, producție eficientă energetic.
Costul materialelor compozite
Pentru ca fibra de carbon sa devină competitivă cu oțelul, trebuie ca prețul acesteia să fie sub nivelul de 5 $/Kg.(prețul actual este 11$ / kg). Acesta depinde de mai mulți factori care vor fi dezvoltați în capitolele următoare.
În funcție de faza în care se află proiectul, reducerea costurilor are loc după ce conceptul a fost finalizat și după realizarea testelor și a proceselor de producție (Figura 2.4).
Figura 2.4: Costuri în funcție de faza proiectului
Din punct de vedere al costurilor legate de materialele prime, daca se ia în considerare doar prețul materialului brut, fără a considera costuri legate de producție, forța de muncă sau matrițe, graficul comparativ arată ca în figura 2.5.
Figura 2.5: Prețuri comparative ale materialelor
În funcție de procesul de obținere a componentelor din fibră de carbon și de destinația acestora, costul poate să difere foarte mult. Datorită cererii în creștere, se estimează ca prețul fibrei de carbon să ajungă la pragul de 3$/ kg până in anul 2025, mai ales pentru domeniul auto, unde avantajele folosirii acestor materiale au un impact puternic.
Factorii care influențează costul și folosirea pe scară larga a materialelor compozite pe bază de fibră de carbon sunt :
-Posibilitatea procesării componentelor pentru producția de serie mare
-Disponibilitatea unor rășini cu timp de polimerizare foarte scurt și preț scăzut
-Dezvoltarea proceselor pentru obținerea fibrei de carbon
-Creșterea continuă a cererii, atât pentru fibra de carbon cât și pentru componentele din fibră de carbon
Dezvoltarea unor procese automate și repetitive de obținere a componentelor din materiale compozite cu o calitate ridicată
Dezvoltarea unor domenii noi de utilizare a materialelor compozite
Dezvoltarea tehnicilor de testare a materialelor compozite și dezvoltarea software-ului pentru simularea cat mai reală a comportamentului acestor materiale.
O dată cu dezvoltarea proceselor de obținere a fibrelor de carbon și a calității rășinilor, cu dezvoltarea automatizării proceselor de obținere a componentelor din materiale compozite, prețul materialelor compozite va atinge nivelul de competitivitate cu prețul oțelului.
Scopul este obținerea unor componente din materiale compozite cu o calitate ridicată, la un preț comparativ cu componentele din oțel. Aceste componente trebuie sa fie obținute într-un timp cât mai scurt astfel încât să permită producția în serie mare, repetitiv, utilizând echipamente și scule cât mai ieftine care să permită testarea cât mai aproape de realitate a acestora.
Analiza CFRP la nivel global
CFRP a fost ales ca material pentru dezvoltarea coloanei de direcție din materiale compozite plecând de avantajele legate de greutate, caracteristici fizice, chimice și mecanice, proces, calitate dar și datorită evoluției pieței și prețului acestui material la nivel global.
Pornind din 2009 și până în prezent, este analizată evoluția pietei CFRP la nivel global din punct de vedere al cererii, al veniturilor create, al dezvoltării tehnologiei și al producătorilor de material și de componente.
În ceea ce privește cererea de fibre de carbon la nivel global, la nivelul anului 2014,.aceasta a ajuns la nivelul de 53.000 de tone cu o creștere de 14% față de anul 2013 (46.500 tone). Aceasta crestere volumică a produs o creștere cu 12% a veniturilor, comparând anii 2013-2014, de la 1,77 milioane US $ la 1,98 milioane US$. Pentru anul 2015, cererea de fibră de carbon a crescut cu 9,5% față de anul anterior și o creștere a veniturilor cu 7% ajungând la suma 2,12 milioane US $, având în vedere creșterea cererii accentuate pentru BMW i3, i8 și seria 7.
Figura 2.6: Cererea globala de fibră de carbon în perioada 2009-2021
Piața compozitelor pe bază de fibre de carbon, crește o dată cu piața fibrelor de carbon dar datorită faptului că apare și matricea, volumul și veniturile realizate sunt mai mari decât în cazul fibrei de carbon.
Astfel in 2013, creșterea cererii de materiale compozite a fost de 9% fata de 2012, generând un venit de 7,56 milioane US$. Anul 2014 a adus o crestere de 15% față de 2013 , generând un venit de 8,72 milioane US$. Se estimeaza o creștere de 11% pe an până in anul 2021.
Figura 2.7: Venituri în funcție de matrice pentru 2014 respectiv 2015
Din totalul pieței de materiale compozite, CFRP reprezintă 64%. Dintre acestea 76% reprezintă materialele termorigide iar 24% materialele termoplastice. Comparând anul 2013 cu anul 2014, se observa o creștere a veniturilor generate cu 13%.
Din punct de vedere al procesului de fabricație, procesul de așezare al prepregurilor cu și fără autoclava este majoritar cu o creștere de la 37% (2013) la 45% (2015), urmate de procesul de infășurare și pultruziune 40% (2013) la 26% (2015), procese de infuzie, procesul de presare și injectie care a crescut de asemenea cu 3% față de anul 2013.
Figura 2.8: Cererea globală de materiale compozite pe bază de fibră de carbon
în perioada 2009-2021
De asemenea, numarul proceselor noi de fabricație au crescut cu 50% in 2015 față de 2013, punându-se accent pe procesele care permit timp de producție scăzut, timp de polimerizare scăzut, reproductibilitate ridicată și calitate superioara a pieselor obținute.
Pe regiuni, America are o evoluție ascendentă datorită cererii ridicate pentru BMW i3 si i8 dar și datorită creșterii cererilor pentru industria aeronautică și de apărare. Europa stagnează din punct de vedere al cererii fiind orientată spre sectorul auto, turbine, aeronautic. China, de asemenea are o cerere ascendentă cu 23% din cererea globală de CFRP.
Figura 2.9: Ponderea proceselor de producție (a) și cererea CFRP pe zone, la nivel global (b)
Cererea de materiale compozite CRP în funcție de aplicabilitate, ca raport dintre volum și cifra de afaceri generată, ne arată costurile pentru fiecare aplicație în parte.
Industria auto a avut o creștere accentuată in ultimii cinci ani datorită necesității de a micșora greutatea autovehiculelor. Se preconizează o creștere cu 7% / an până în 2018.
Figura 2.10: Cererea de materiale compozite in funcție de aplicație (Sursa: AVK)
Pe baza acestei analize se poate trage concluzia că materialele compozite pe bază de fibră de carbon au o creștere estimativă ridicată care îi conferă statutul de material inovativ ales pentru dezvoltarea unor componente auto. Creșterea cererii acestor componente din materiale compozite coroborate cu dezvoltarea proceselor de obținere pentru aceste componente, duce la dezvoltarea industriei auto pe acest segment. Înlocuirea componentelor clasice este doar o variantă aleasă de marii producători de autovehicule, pentru îndeplinirea standardelor impuse.
Timpul de producție
Timpul de producție sau viteza de producție este un termen important în economia procesului de obținere al pieselor din materiale compozite, Pentru ca materialele compozite să devină competitive cu oțelul, având în vedere diferența mare de preț dintre acestea (0,3 $/Kg la 11$/Kg), trebuie ca timpul de producție al componentelor din materiale compozite să fie cât mai mic. Materialele compozite pe bază de fibre de carbon lungi și matrice epoxidică termorigidă (materiale termorigide) sunt cele mai potrivite pentru obținerea unor componente cu geometrie complexa de dimensiuni mici. Din punct de vedere al echipamentului, opțiunea este aceea de a dezvolta echipamente adaptive în funcție de materiale, structura, cantitate, viteza etc. și procese automatizate de formare și transport al pieselor finite.
Energia necesară producției
Pentru ca este nevoie de un consum cât mai mic de energie pentru a realiza componente din materiale compozite, s-a realizat o comparație între tehnologiile de formare care arată consumul de energie pe fiecare tehnologie în parte.
Daca procesul de înfășurare are cel mai mic consum de energie, atunci se poate obține componente din materiale compozite, dacă se reușește imbunătățirea acestui procedeu din punct de vedere al calității pieselor obținute și al timpului total de producție.
Figura 2.11: Consumul de energie al tehnologiilor de formare al materialelor compozite
Din punct de vedere a energiei consumate, asa cum e de așteptat, fabricarea fibrei de carbon necesită mai multă energie (Tab 2.2).
Tabel 2.2 : Energiile necesare pentru producerea oțelului respectiv a fibrei de carbon(sursa)
Tabel 2.3: BIW comparatie otel si fibra de carbon(sursa)
În tabelul 2.2 sunt prezentate energiile consumate per kilogram produs dar și emisiile echivalente de dioxid de carbon. Având în vedere cererea diferită de oțel și fibră de carbon din 2016, energia totală consumată pentru producerea oțelului este de 5 ori mai mare.
Pentru o analiză completă se va realiza o comparație între BIW din oțel și unul din fibră de carbon, care va ține cont de greutate, economia de combustibil pe 100.000 km, diferența de emisii de CO₂, ciclul de viață.
La nivelul actual al tehnicii, producția fibrei de carbon este scumpă și poluantă puternic în punctele de producție, însă o dată cu scăderea greutății vehiculelor (datorită folosirii materialelor inovative), amprenta de poluare a fiecarui vehicul în parte este mai mică.
Prin urmare, un impact puternic asupra energiei consumate pentru a produce fibra de carbon o are procesul prin care aceasta se obține.
Reciclare
Directiva europeană 2000/53/EC-7 stipulează ca 85% din componentele unui autovehicul trebuie să fie reciclabile și 5% pot fi arse pentru a se recupera energie.
Reciclarea se poate face prin piroliză pentru a recupera fibrele de carbon din materiale compozite termorigide, prin topire pentru a separa fibrele de matrice din materialele compozite termoplastice și prin ardere pentru a recupera energie. În domeniul auto există cerințe care trebuiesc îndeplinite pentru a folosi fibra de carbon provenită din reciclare având în vedere designul și tipul de material folosite pentru componentă în sensul limitării costului final care include atât costul materialului prim cât și costul legat de productibilitate și transport.
Figura 2.12: Structura fibrelor reciclate și bucla de reciclabilitate al materialelor compozite
Structura acestor materiale reciclate este foarte diferită de structura oricărui material virgin. Caracteristicile de material reciclat depind în mare măsură de aranjarea fasciculelor de fibră cu lungimi diferite, în matrice de rășină. Analiza acestor fascicule poate arăta comportarea componentelor realizate din fibre reciclate.
Ideea de bază este aceea ca procesul prin care se obțin aceste fibre reciclate să nu fie mai dăunător mediului decât procesul de realizare a fibrelor virgine, având în vedere bucla între procesul de execuție al fibrelor virgine, procesul de execuție al componentelor, procesul de reciclare al acestor componente și realizarea unor noi componente din aceste materiale reciclate.
Procedee de fabricație ale materialelor compozite
Pentru a determina procedeul de fabricație trebuie să se țină seama de volumul de producție pe an, de viteza de producție (timpul în care o piesă este finită), dimensiunile și geometria piesei, de materiale, de calitate, de cerințele de performanță.
Figura 2.13: Procedee de formare a materialelor compozite
Procesele de fabricație ale materialelor compozite CFRP, pot fi impărțite după numeroase repere. In figura 2.13. este dată o clasificare generală ale acestor procese.
Procesele de fabricație cu matriță deschisă sunt folosite în general pentru repere foarte mari ca dimensiuni , au un cost scăzut și se pot realiza volume mici.
Procesele de fabricație cu matrită închisă sunt folosite pentru realizarea unor piese de calitate superioară, geometrie complexă și cu un volum ridicat de producție. Acestea sunt cele care pot fi dezvoltate cu un grad mare de automatizare.
Un factor foarte important în alegerea procesului de formare, este volumul de producție pe care acel proces îl permite și costul pe care îl generează procesul de formare.
Optimizarea proceselor prin automatizare, creșterea gradului de repetabilitate al proceselor și dezvoltarea proceselor continue prin orientarea fibrelor pe direcția fortelor de solicitare, precum și dezvoltarea rășinilor cu factor de polimerizare mare, vor deschide posibilitatea obținerii unui volum mare de producție și o calitate ridicată a pieselor formate.
Numărul pieselor produse anual și geometria sunt elemente care au efect direct asupra costurilor și productibilității. Optimizările geometrice, a caracteristicilor materialului folosit, matrițelor implicate în proces și al procesului de fabricație, pot fi introduse ca date de intrare în programul de simulare SEER MFG (Galorath) care dă o imagine a fiecarui proces de obținere a pieselor din materiale compozite.
Tabel 2.4: Procedee de formare în funcție de volumul de producție
În urma rezultatelor obținute prin acest program, au fost alese cele mai eficiente procese de fabricație din punct de vedere al costurilor și a numărului de piese care ar putea fi produse anual.Pentru analiză a fost considerat același material compozit. Analiza include costurile de dezvoltare și fabricație dar nu include testarea piesei, specificații de material sau documentație de proces. Acest program nu a realizat analiza costului pe kilogram salvat și nu a ținut cont de greutatea piesei obținute prin fiecare proces.
În funcție de numărul de piese / an produse, se poate identifica, din graficul de mai jos, procesul de fabricație potrivit.
Astfel pentru o producție de serie mică se poate utiliza procesul prin autoclava și prepreg. Pentru producție de serie mijlocie, procesul de fabricație prin RTM,VARTM este cel mai potrivit iar pentru serie mare se poate utiliza noul procedeu de fabricație prin înfășurare spațială dezvoltat în laboratoarele Universității Transilvania din Brasov.
Figura 2.14: Program de simulare SEER pentru materiale compozite
Pentru ca acest procedeu să devină unul potrivit pentru producția de serie foarte mare, de peste 50.000 buc/ an, trebuie ca acest procedeu să aibă un ciclu de producție mai mic de
2 min/ piesa. În ultimii ani, a fost inregistrat un progres în modelarea materialelor compozite deși mai sunt înca goluri în a estima comportarea unui nou material compozit cunoscând procesul de obținere și caracteristicile constituienților acestuia.
Figura 2.15: Costul pe unitate (100 buc) pentru fiecare proces de fabricație
Pentru industria auto, este capitală menținerea unui cost redus o dată cu automatizarea proceselor și cu creșterea productibilității. Costul total este dat de costul de producție, costul muncii și costul materialelor de bază.
Aplicații ale materialelor composite în industria auto
În ultimii cinci ani, specialiștii care dezvoltau componente din CFRP pentru vehiculele de lux, s-au confruntat cu nevoia de a produce un număr considerabil mai mare de componente, o dată cu creșterea cererii segmentului de vehicule de clasă medie. Astfel a fost nevoie de realizarea unor parteneriate și strategii pentru a face față cererii unui volum ridicat de piese din carbon, având în vedere ciclurile mari de producție și lipsa automatizării proceselor de fabricație. În general, fibra de carbon este folosită pentru cadru, elemente de caroserie, elemente de interior.
Tabel 2.5: Componente auto din materiale compozite
Cincinnatti Inc și ORNL, SUA, au reușit să producă prin technologia imprimării 3D, caroseria unui Ford Shelby Cobra, folosindu-se de un echipament extrem de scump care reușește să producă componente foarte mari în câteva zile, folosindu-se apoi de mai multe procese post-producție.
Având în vedere costul ridicat și tehnologa foarte scumpă, nu este un proces fiabil, însă poate fi dezvoltat și poate schimba radical tehnologia de producere a vehiculelor.
Figura 2.16: Ford Shelby Cobra 3D Print [Sursa:JEC Composite]
Folosindu-se de procese „împrumutate” din tehnologia metalelor sau de procese nou dezvoltate pentru compozite, marii producători de componente auto, înlocuiesc treptat componentele metalice cu cele pe bază de carbon. Provocarea constă în a produce piese mici cu geometrie complexă, cu un cost cât mai scăzut, comparabil cu oțelul, la o calitate cât mai ridicată. Pentru a produce piese din materiale compozite, trebuie luat în considerare întreg lanțul de producție, începând de la furnizorii de materiale prime și până la cei care reciclează piesele din materiale compozite.
Figura 2.17: Lanțul de producție pentru componente din materiale compozite
Coloane de direcție din materiale compozite
Sistemul de direcție este interfața cheie între conducătorul auto și vehicul. Cerința principală a direcției este că ar trebui să fie precis, cu nici un joc. În plus, sistemul de direcție trebuie să fie silențios, compact și ușor. Acesta trebuie să furnizeze, de asemenea, conducătorului auto, un simt perfect a suprafeței drumului și de a asigura revenirea roților la poziția drept înainte.
Sistemul de direcție standard trebuie să asigure virarea roțile din față cu ajutorul unui volan acționat manual, prin intermediul coloanei de direcție
Există doua mari clase de sisteme de direcție :
-Pinion-cremalieră
-Convențional tip paralelogram
În principiu, sistemele de direcție ale autovehiculelor sunt alcătuite din următoarele componente: coloana de direcție, arborele de direcție, caseta de direcție (Figura 2.18).
Figura 2.18: Schema sistemului de direcție
Coloanele de direcție se pot clasifica dupa mai multe criterii însă o clasificare generală a acestora se poate face in felul urmator :
-coloană de direcție fixă : nu are nici un fel de ajustare, este foarte rigida, are o frecvență de rezonanță foarte ridicată (75Hz), este o solutie constructivă simplă și optimizată din punct de vedere al costului.
Figura 2.19: Coloana de direcție fixă [sursa Thyssenkrupp Presta]
-coloană de direcție ajustabilă mecanic : este folosită pe o gama larga de autovehicule, este ajustabilă pe înalțime și lungime, este prevazută cu un sistem de absorbție a energiei, conține componente puține și permite folosirea materialelor inovative usoare și ofera un nivel de siguranță ridicat datorită performantelor la impact adaptive
Figura 2.20: Coloana de direcție ajustabilă mecanic [sursa Thyssenkrupp Presta]
-coloană de direcție ajustabilă electric : echipeaza vehiculele de lux, este ajustabilă pe înalțime și lungime, are funcție de memorie, are un design compact pentru a proteja conducatorul auto la impact, are un sistem flexibil de absorbție a energiei
Figura 2.21: Coloana de direcție ajustabilă electric [sursa Thyssenkrupp Presta]
Există câteva tipuri de coloane de directie :
A. Coloana de direcție telescopică cu pivot oscilant inferior;
B. Coloana de direcție telescopică cu pivot oscilant inferior și sistem de sigurantă activ;
C. Coloana de direcție telescopică cu pivot oscilant inferior și sistem de sigurantă activ ajustabilă –pozitia volanului poate fi ajustata spre/de la și sus/ jos. Pentru a reduce greutatea, sunt disponibile modele din aluminiu.
D. Coloana de direcție manuală – componente din otel presat pentru o rigiditate ridicată
E. Coloana de direcție cu pivot oscilant superior- pozitia volanului poate fi ajustată sus/ jos. Se permite ridicarea volanului pentru evacuarea autovehiculului.
F. Coloana de direcție telescopică /oscilantă actionată electric- permite ajustarea electrică a mecanismului și este prevazută cu funcție de memorare a pozițiilor.
G. Coloana de directie telescopica/oscilanta cu pivot superior-pozitia volanului poate fi ajustata ianinte /inapoi si sus/jos. Caracteristicile de oscuilare ale coloanei, permit ridicarea volanului pentru evacuarea autovehiculului.
H. Coloana de directie telescopică /oscilantă cu pivot inferior- pozitia volanului poate fi ajustata ianinte /inapoi și sus/jos
I. Coloana de directie oscilantă cu pivot inferior-pozitia volanului poate fi ajustată doar sus/jos.
Figura 2.22: Tipuri de coloane de direcție [sursa NSK]
Două componente se regasesc în majoritatea coloanelor de direcție, și anume, consola coloanei de direcție, cu geometrie complexă și carcasa coloanei de direcție cu o formă geometrică relativ simplă. Aceste două componente sunt reprezentative din punct de vedere al tensiunii/fortelor și al complexității geometrice.
Figura 2.23: Componente din materiale compozite în structura coloanei de direcție
Aceste două componente au fost dezvoltate anterior de T. Heitz, în laboratoarele Universității Transilvania din Brașov, din materiale compozite pe bază de fibre de carbon, utilizând trei procedee de formare : autoclava, RTM și înfășurare spațială.
Carcasa coloanei de direcție are o formă relativ simplă (tub). Aceasta poate fi obținută atât prin pultruziune cât și prin procesul de înfășurare clasic. Rolul carcasei este acela de conecta volanul și axul de direcție care transmite mai departe momentul de torsiune și forțele provenite de la volan.
În prezent piesele din CFRP se obțin din pre-formuri tăiate pe conturul piesei. De asemenea este posibilă utilizarea procesului RTM pentru obținerea acestei componente, însă cea mai avantajoasă din punct de vedere economic și tehnic, este procesul de pultruziune. Acest proces permite obținerea unor componente cu fibre orientate axial .
Figura 2.24: Desen CAD- carcasa coloanei de directie in functie de procesul de fabricatie
Analiza FEM a arătat ca acest profil pentru carcasa coloanei de direcție, poate înlocui cu succes componenta din metal cu o reducere a greutății de la 600g la 260g cu un preț acceptabil.
Carateristicile mecanice ale partului astfel obținut sunt bune iar asezarea fibrelor la 0° este precisă, prelucrarile post-formare nu mai sunt necesare iar rigiditatea și rezistența au arătat valori comparabile cu cele ale componentelor din metal [].
Consola coloanei de direcție are o forma geometrică complexă și asigură legătura coloanei cu vehiculul. Asigură, prin intermediul unui mecanism, ajustarea pe verticală și orizontală a coloanei de direcție.
Încărcarea consolei este una complexă iar pentru a asigura funcționalitatea acesteia pentru varianta din materiale compozite, trebuie determinate forma optimă și construcția straturilor. Forțele mici (600N) se vor folosi pentru determinarea unor propietăți impuse de constructor (VW) cum sunt rigiditatea și frecvența proprie iar forțele mari vor fi folosite pentru teste dinamice. Pentru această componentă, procesul de fabricație este extrem de important având în vedere provocarea de a obține geometria compexă, într-un timp de fabricație mai mic de două minute / piesă. Încercările preliminare au arătat că această componentă poate fi obținută din materiale compozite pe bază de fibre de carbon, utilizând procesul inovativ de înfășurare spațială.
Figura 2.25: Desen CAD- consola coloanei de directie în funcție de procesul de fabricație
Calculul materialelor compozite armate cu fibre continue lungi
Compozitele de înaltă performanță sunt reprezentate de rășinile epoxidice armate cu fibre lungi de sticlă, aramid dar mai ales carbon. Datorită caracteristicilor mecanice ridicate și posibilității de automatizare, sunt preferate fibrele lungi.
Fiind alcătuite din componente de natură diferită, modul de comportare mecanică a materialelor compozite se deosebește mult față de cel al materialelor convenționale. In cazul materialelor compozite, nu mai poate fi aplicată ipoteza mediului omogen și izotrop, studiul legilor constitutive făcându-se într-un mod cu totul diferit față de cel al materialelor clasice.
Mediu omogen și izotrop este un mediu material caracterizat prin aceea că proprietățile în oricare punct al său si în orice direcție, sunt identice.
Materialele compozite armate cu fibre fac parte din categoria materialelor neomogene și anizotrope astfel încât mecanica lor este una mult mai complexă decât a materialelor clasice.
Mediu neomogen și anizotrop este un mediu material caracterizat prin aceea că proprietățile în oricare punct al său si în orice direcție, sunt diferite.
În funcție de scara la care se face analiza, mecanica materialelor compozite se compune din:
-micromecanică, care studiază materialul compozit la scară microscopică, stabilind caracteristicile elastice și mecanice din punctul de vedere al interacțiunii dintre fazele componente;
-macromecanică, ce analizează materialul la scară macroscopică, admițând ipoteza omogenității; influența fazelor componente se manifestă la nivel macroscopic prin intermediul caracteristicilor mecanice globale
Eficiența unui material compozit rezultă din utilizarea maximă a proprietăților fizico – mecanice ale fiecărei faze. În funcție de aceasta, se pot enunța ipotezele:
• dimensiunile secțiunii elementelor primare ale armăturii să fie minime (armătura să fie alcătuită din fibre);
• fracțiunea volumetrică a fibrelor să fie ridicată ();
• să se evidențieze direcția armăturilor astfel încât geometria fazelor să fie cunoscută;
Aceste ipoteze au condus la noțiunea de compozit lamelar, un strat subțire de material compozit alcătuit dintr-un singur plan de armare și matricea aferentă. Un compozit modern este un stratificat alcătuit din mai multe lamine.
Pentru a putea face o analiză la nivel micromecanic este nevoie sa definim celula unitate (CE) ca fiind cea mai mică parte din materialul compozit pe care se poate admite că tensiunile și deformațiile sunt uniform repartizate din punct de vedere macroscopic
Modele de calcul pentru materiale compozite
Pentru a putea face calculul structurii coloanei de direcție este nevoie de studiul modelelor dezvoltate în literatura de specialitate. Cunoscând structura aleasă și având la dispoziție metodele de calcul dezvoltate anterior, se poate aplica și dezvolta un model de calcul ale cărui rezultate să se apropie de rezultatele încercărilor experimentale.
Modelele matematice au fost dezvoltate adoptând ipoteze privind câmpul intern de tensiuni și deformații și/sau privind geometria internă.
Metodele utilizate pot fi grupate astfel:
•tehnici numerice;
•modele mecanice;
•modele cu incluziuni;
•modele de estimare prin mărginire;
•modele semi-empirice
Tehnicile numerice
Acestea utilizeaza dezvoltări în serie și analiză numerică. Metoda constă în analizarea celulei unitate care multiplicată va constitui compozitul. Acestea nu permit dezvoltări practice.
Modele cu incluziuni
Aceste modele reduc problema de studiat la aceea a unor cilindrii identici introdusi introdusi in matrice iar rezultatele vor fi mai bune pentru ca țin seama și de geometria componentelor , nu numai de concentrația lor.Practic se utilizeaza modulul de volum, coeficientul lui Poisson, modulul de elasticitate transversal si longitudinal. Rezultatele obtinute cu acest model sunt aproximative.
Metode de marginire
Metodele care determină limite inferioare și superioare pentru caracteristicile mecanice ale compozitului, dau o imagine rapidă a comportării compozitului.
Pentru calculul concret al constantelor elastice se procedează la determinarea mediei energiei pentru materialul respectiv:
(3.1-1)
Cel mai simplu câmp de deformații compatibil cu deformațiile impuse conturului este câmpul uniform de deformații:
În aceste condiții matricea coeficienților elastici va satisface relația matriceală:
(3.1-2)
(3.1-3)
Aceste relații corespund modelului clasic al lui Voight și determină limitele superioare pentru constantele elastice.
Pentru determinarea limitelor inferioare se utilizează un cîmp uniform de tensiuni
(3.1-4)
(3.1-5)
Acestea reprezintă relațiile lui Reuss al carui model serveste la determinarea limitelor inferioare ale constantelor elastice.
Aceste valori obtinute pentru limitele superioare si inferioare asigură aproximații bune doar dacă proprietățile componentelor compozitului, sunt apropiate.
În caz contrar, este nevoie de utilizarea unor modele mai complete care să țina seama de geometria fibrelor și de modul de dispunere al acestora.
Modele semi-empirice
O relație simplă care leagă proprietățile compozitului de proprietățile componentelor sale, este dată de Halpin-Tsai
(1+ξχ)/ (1+ χ) (3.1-6)
χ = / (3.1-7)
Ideea de bază a acestei formule o constituie faptul că valoare trebuie să se incadreze intre valorile lui Reuss și Voight iar parametrul de scală ξ are rolul de a ajusta valoarea proprietății între cele doua valori. Dacă valorea lui ξ este determinată experimental, atunci pentru un set () utilizând formula
ξ = (3.1-8)
se poate determina ξ pentru orice valoare a lui .
Această formulă a dat valori bune pentru proprietatile longitudinale ale unui compozit armat cu fibre continue.
Modele mecanice
Aceste modele pornesc de la analogia cu arcurile elastice legate în serie și în paralel , pentru a descrie proprietățile unui compozit.
Analogia cu arcurile legate în paralel duce la o relație simplă între proprietățile mecanice ale componentelor.
(3.1-9)
unde
– proprietățile compozitului
– proprietatea componentului x al compozitului
Procentul fazei x în componența compozitului este dată de :
(3.1-10)
– volumul ocupat de componentul x iar V-volumul total al compozitului
Condiția necesară este ca
Pentru un compozit cu 2 componente (n=2) rezulta:
(3.1-11)
Dacă și >> atunci
(3.1-12)
Dacă se face analogia cu arcurile legate in serie atunci putem determina raspunsul transversal al compozitului la sarcini mecanice:
(3.1-13)
Aceste relatii sunt cunoscute sub numele de legea amestecurilor. În concordanță cu testele experimentale, această metodă dă rezultate foarte bune pe direcție longitudinală.
Pentru un compozit care are proprietațile fibrei și a matricei , foarte diferite, modulul longitudinal este determinat de modulul fibrei iar proprietatile pe direcție transversală sunt determinate de proprietatile matricei.
Dacă se iau în considerare coeficienții de compensare care depind în mare parte de modul de împachetare al fibrelor, de tipul fibrelor, de tipul matricei, de modul de impregnare al fibrei și chiar și de tratamentul termic pentru polimerizarea componentei, se pot calcula caracteristicle materialului compozit pentru structura aleasă spre dezvoltare, consola coloanei de direcție.
Cele două componente ale materialului compozit, fibra și matricea preiau încărcarea în mod diferit, în funcție de rigiditățile lor. Modul în care forța aplicată este preluată de componente, precum și deplasările lor depind de legătura care există între fazele compozitului.
Ranforsarea cu fibre continue cu diametrul mic este necesară pentru a limita apariția posibilelor defecte, ceea ce duce la creșterea rezistenței materialului compozit. Dacă se analizează legătura matrice-fibră, pentru un tranfer al sarcinii de la matrice la fibră, trebuie ca suprafața interfeței matrice-fibră să fie mare.
(3.1-14)
Într-o asamblare în serie, forța este aceeași în ambele elemente (indiferent de forma și mărimea secțiunii transversale) iar deplasările sunt invers proporționale cu rigiditatea.
Asamblarea în paralel presupune deplasări egale pentru încărcări dirijate în lungul axei. Forța ce revine fiecărui element este proporțională cu rigiditatea sa.
Pentru determinarea parametrilor există mai multe posibilități de calcul, pornind de la condițiile impuse și pînă la ipotezele inițiale.
Figura 3.1: (a) Asamblarea în paralel, însumarea fortelor, egalitatea deplasărilor
(b) asamblarea în serie, insumarea deplasarilor , egalitatea forțelor
Modelul liniar :
Atât fibra cât și matricea având o comportare liniar elastică, pot fi modelate prin echivalarea cu resorturi asamblate în serie sau în paralel (Figura 3.1).
Modelul paralelipipedic:
Un alt mod de abordare a problemei este reprezentarea unei secțiuni transversale printr-o mulțime de elemente compozite, fiecare element constând dintr-o armătură cu secțiune pătrată introdusă într-un paralelipiped de matrice găurit.
Modelul cilindric : Materialul compozit a fost modelat printr-o aranjare statistică a elementelor, fiecare constând dintr-o armătură cilindrică introdusă într-un cilindru gol-matrice. Raportul “aria armăturii / aria matricei” se corelează cu fracțiunea de volum a armăturii în compozit. Aceste elemente cilindrice sunt foarte diferite ca dimensiuni și aranjate astfel încât, în mod ideal, nu rămân spații libere. Deducerea matematică a modulului de elasticitate perpendicular pe direcția armăturii este foarte complexă și nu este un factor care influențează comportarea structurii.
Pentru compozite cu fibre continue, materialul va fi transversal izotrop și vor fi necesari cinci parametrii independenți pentru a descrie comportarea materialului.
Pentru fibrele asezate într-o rețea dreptunghiulară cu fibre orientate unidirecțional , compozitul va avea comportare ortotropica si vor fi necesari noua parametrii independenți.
Pentru o rețea pătrată, gradul de simetrie crește și sunt necesari doar șase parametrii pentru descrierea proprietăților elastice.
În cazul împachetarii hexagonale a fibrelor sau a distribuției aleatoare ale acestora, materialul va fi izotrop transversal și vor fi necesari doar cinci parametrii pentru descrierea proprietaților elastice a compozitului.
Pentru analiza unui material compozit armat cu fibre este necesară definirea unor mărimi cu caracter general:
-Procentul masic al fibrelor (3.1-15)
-Procentul volumic al fibrelor (3.1-16)
-Procentul masic al matricei (3.1-17)
-Procentul volumic al matricei (3.1-18)
-Masa fibrelor pe unitatea de suprafață [kg/m²]
-Grosimea unui strat din material compozit [m]
-Densitatea materialului compozit [kg/m³]
Dacă notăm densitatile fibrelor si a matricei cu si si atunci rezultă:
(3.1-19)
(3.1-20)
Se poate determina expresia densității materialului compozit pornind de la procentele volumice, masice și densitățile constituientilor.
sau (3.1-21)
Grosimea unei plăci de material compozit se poate determina utilizând relațiile :
sau (3.1-22)
Legea amestecurilor utilizată pentru a determina caracteristicile materialului compozit pe direcția longitudinală dă rezultate comparative cu rezultatele încercărilor experimentale, având în vedere uniformitatea câmpului de deformații specifice data de continuitatea fibrelor.
Pe directie transversală însă, rezultatele date de legea amestecurilor și rezultatele experimentale sunt diferite datorită faptului ca avem un câmp de tensiuni care este diferit pe cele doua faze, fibra și matrice, deci vom avea nevoie de un factor de ajustare care să țină seama de comportarea reală a compozitului la această solicitare.
Proprietățile fizico-mecanice ale materialelor compozite arată comportarea acestora la nivelul fibrelor și a matricei. Pentru că legătura intre fibră și matrice este importantă, deseori suprafața fibrei este tratată chimic pentru a îmbunătății legatura cu matricea. Din aceasta cauză exista o regiune de interfată între materialul de tratare al fibrei și matricei. Această regiune nu modifică caracteristicele materialului compozit, datorită fracției volumice reduse, dar accentuează rezistența acestuia.
Având în vedere ipotezele enumerate mai sus, caracteristicile elastice care exprimă comportarea materialului compozit sunt :
-modulul de elasticitate pe direcția fibrelor [MPa]
-modulul de elasticitate pe direcția perpendiculară pe fibre
-modulul de forfecare [MPa]
-modulul de elasticitate pe o direcție oarecare
-coeficientul lui Poisson
Având în vedere faptul ca atât fibra cât și matricea au o comportare liniar elastică și pot fi modelate prin echivalarea cu resorturi asamblate în serie sau în paralel și datorită caracterului neomogen și anizotrop al materialului compozit, vom analiza structura folosind modelul liniar.
Parametrii celulei unitate, la compozitele armate unidirecțional, sunt:
•distanța dintre fibre;
•grosimea stratului sau distanța dintre fibrele straturilor
•coeficient de echivalare care ține seama de defectele de material specifice structurii
Figura 3.2: Schema de calcul pentru consola coloanei de direcție, forțele și momentele active
Modulul de elasticitate pe direcția paralelă pe direcția fibrelor
Solicitările se aplică unui element reprezentativ al materialului compozit numit celulă unitate, la întindere pe direcția axei x (Figura 3.3).
Figura 3.3: Sectiune prin stratul unui material compozit
(3.1-23)
Fracțiunile volumetrice ale armăturii fibrei și matricei sunt:
și (3.1-24)
– reprezinta fortele preluate de fibră respectiv matrice
Prin urmare relațiile dintre forța de deformație si tensiune pentru fibra respectiv matrice, este dată de:
(3.1-25)
Figura 3.4: Deformația materialului compozit pe direcția x
Ținând cont de relația (3.1-24), putem scrie:
(3.1-26)
– ariile secțiunilor transversale ale fibrei și matricei
– aria transversală a materialului compozit pentru sectiunea studiată
Așa cum arată figura , forța de deformație crează o deformație specifică comună
(3.1-27)
atât pentru matrice cât și pentru fibre.
Având în vedere ipoteza privind solicitările materialului compozit în domeniul elastic
() se poate scrie sub forma:
(3.1-28)
-reprezintă modulele de elasticitate ale materialului pe directia x, respectiv modulele de elasticitate ale fibrelor și ale matricei
Deformațiile în domeniul elastic permit ca .
Din relatia (3.1-27) se poate deduce expresia modulului de elasticitate al materialului compozit pe directia fibrelor:
(3.1-29)
sau
= (3.1-30)
Expresia (3.1-28) este cunoscută sub numele de ecuația regulii amestecurilor pentru și arată că modulul de elasticitate al materialului compozit, este direct proporțional cu modulele de elasticitate ale constituienților lui și fracția volumică a fibrelor.
De asemenea raportul fortelor preluate de fibre și matrice are expresia:
(3.1-31)
Modulul de elasticitate pe direcția perpendiculară pe direcția fibrelor
Asupra unei structuri din material compozit armat cu fibre continue, se aplică o solicitare la întindere pe direcția axei y (Figura 3.5). Se consideră că matricea și fibra se deformează independent una fața de alta.
(3.1-32
(3.1-33)
– deplasările transversale ale fibrei, respectiv matricei pe direcția transversală pe direcția fibrelor
Astfel, deformația totală pe direcția y este dată de relația:
(3.1-34)
Figura 3.5: Deformatia materialului compozit pe directia y
a)Geometria si notatiile unitatii celula b) Deformatiile elementelor individuale
Deformația specifică pe direcția y este dată de relația:
(3.1-35)
Sau
(3.1-36)
(3.1-37)
(3.1-38)
– modulul de elasticitate al fibrelor pe direcția transversală pe direcția lor
– modulul de elasticitate al matricei determinată experimental
Relația (3.1-38) este ecuatia regulii amestecurilor pentru modulul de elasticitate transversal al materialului compozit. Din literatură este extrasă formula lui Schneider pentru modulul de elasticitate, care va fi dezvoltată in capitolele următoare, formulă rezultată experimental:
(3.1-39)
Coeficientul lui Poisson (al contracției transversale)
Deformația totală a materialului compozit este dată de deformațiile constituienților săi.
Utilizând relațiile (3.1-35) și (3.1-36) se determină:
(3.1-40)
= (3.1-41)
= (3.1-42)
* si (3.1-43)
–coeficienții lui Poisson pentru fibre respectiv matrice
– deformație specifică
* (3.1-44)
Modulul de forfecare al materialului compozit
Figura 3.6: Deformația materialului compozit solicitat la forfecare
a) Geometria și notațiile unității celulă b) Deformațiile elementelor individuale
Pentru a determina modulul de forfecare al materialului compozit , asupra unei unități celulă se aplică o forță de forfecare într-un plan orizontal sau vertical față de planul de așezare al fibrelor. Atât matricea cat și fibrele se deformează independent iar deplasările materialului determinate de forța de forfecare , caracterizează deformațiile.
Astfel și (3.1-45)
–valoarea modulului de elasticitate orizontal sau vertical al fibrei
–modulul de elasticitate transversal al matricei
Deplasările fibrei și matricei, sub actiunea forței de forfecare, au expresiile:
și (3.1-46)
Deplasarea totala are expresia:
(3.1-47)
= (3.1-48)
Relația dintre forță și deplasare este dată de :
(3.1-49)
(3.1-50)
(3.1-51)
(3.1-52)
Relația (3.1-52) arată că modulul de forfecare al materialului compozit, este direct proporțional cu modulii de forfecare ale constituienților lui și fracția volumică a fibrelor.
Pentru calculul structurii studiate, s-a luat în considerare răsucirea fibrelor în timpul înfășurării și volumul de goluri al materialului compozit. Volumul de goluri influențează modulul de forfecare pe direcție transversală.
Studiul rezistenței materialelor compozite (fibre lungi) la nivel micromecanic
Elementul de bază al unei structuri stratificate îl reprezintă lamina armată unidirecțional cu fibre inserate într-un sistem de rașină (matricea). Ipotezele necesare pentru a descrie interactiunea dintre fibre și matrice, într-o lamină armată unidirecțional, sunt:
-Fibrele și matricea se comportă ca materiale linear elastice
-Inițial, lamina nu reprezintă tensiuni reziduale
-Sarcinile aplicate sunt paralele sau perpendiculare pe direcția fibrelor
-Matricea nu prezinta goluri si defecte
-Legătura dintre fibre și matrice este perfectă
-Fibrele sunt uniform distribuite in masa matricei
Solicitările compuse pot determina mecanisme de rupere diferite în funcție și de materialul studiat.
Se vor analiza mecanismele de rupere pentru compozitele armate unidirecțional supuse următoarelor solicitări simple:
-întindere (compresiune) pe direcție longitudinală și transversală,
-încovoiere.
Studiul rezisteței la tracțiune pe direcție longitudinală pentru materiale compozite armate cu fibre lungi
Răspunsul materialului compozit depinde de valorile relative ale deformațiilor la rupere ale matricei, și ale fibrelor, având în vedere că
Analiza pornește de la analiza a două posibilități:
Pentru a calcula rezistența la tracțiune pe direcție longitudinală se consideră că o dată cu creșterea tensiunii apare ruperea fibrelor care implică ruperea laminatului compozit pentru că matricea nu poate să susțină creșterea forțelor.
(3.2-1)
– tensiunea la rupere a compozitului
– tensiunea la rupere a fibrelor
– tensiunea medie în matrice în momentul ruperii
Condiția de ranforsare este :
> unde – tensiunea la rupere a matricei (3.2-2)
Dacă = atunci = (3.2-3)
Din relațiile (3.2-1) și (3.2-3) rezultă :
(3.2-4)
Dacă < (fibrele se rup toate în aceeași secțiune) (3.2-5)
Din relația (3.2-5) rezultă (3.2-6)
Condiția la limită este: (3.2-7)
Din relațiile (3.2-6) și (3.2-7) rezultă:
(3.2-8)
Dacă și atunci putem spune că matricea este rezistentă iar ruperea compozitului depinde de deformarea fibrelor.
Figura 3.7: Comportarea materialului compozit în raport cu
a) Comportarea constituienților b) Comportarea materialului compozit
În acest caz există două posibilități:
ceea ce determină cedarea matricei urmată de cedarea fibrelor
(3.2-9)
– tensiunea în fibre în momentul ruperii
ceea ce determină ca toată forța să fie preluată de fibre
(3.2-10)
Studiul rezisteței la compresiune pe direcție longitudinală pentru materiale compozite armate cu fibre lungi
Analiza la compresiune longitudinală a compozitului se conduce în funcție de comportarea la flambaj a fibrelor care sunt înglobate în matrice.
În funcție de tipul matricei (flexibilă sau rigidă) si de fracția volumetrică a fibrelor, exista trei tipuri generale de apariție a flambajului. În funcție de tipul de flambaj, rezistența la compresiune longitudinală are expresii diferite.
-Flambajul în extensie- fibrele flambează în opoziție de fază
(3.2-11)
-Flambajul prin forfecare – fibrele flambează în concordanță de fază
(3.2-12)
-Flambajul prin forfecare localizată- flambajul se propagă la un unghi de 45°
față de direcția de compresiune. Având în vedere acest fapt, rezistența devine:
(3.2.13)
rezistențele la forfecare ale fibrelor respectiv matricei
Studiul rezisteței la tracțiune pe direcție transversală pentru materiale compozite armate cu fibre lungi
La această solicitare, fisura apare în matrice la nivelul interfeței cu fibra sau perpendicular pe forța de tracțiune, la nivelul golurilor de material (distanța dintre fibrele cele mai apropiate).
(3.2-14)
– alungirea compozitului pe direcție transversală
– factorul de alungire al matricei
– deformația la rupere a matricei
(3.2-15)
Studiul rezisteței la compresiune pe direcție transversală pentru materiale compozite armate cu fibre lungi
O lamină unidirecțională va avea o rezistență redusă la acest tip de solicitare pentru că ruperea apare în matrice la un unghi de 45° față de direcția forței de compresiune.
Pentru un material izotrop și omogen rezultă :
(3.2-16)
Studiul rezistenței la forfecare pentru materiale compozite armate cu fibre lungi
Forfecarea apare în cazul în care direcția fibrelor nu coincide cu direcția fortei solicitante.
Ruperea prin forfecare se produce la nivelul matricei, însă fără a produce ruperea compozitului. Pentru materialele compozite, forfecarea este inițiată ca o rețea de fisuri minuscule în matrice, în timp ce fibrele pot prelua încărcarea. Aceste mici fisuri nu sunt detectabile iar neliniaritatea curbei forță-tensiune se datorează unei stări de tensiune locală. Dacă se mărește forța de încărcare, fibrele se deformează și preiau încărcările axiale de tractiune si compresiune ceea ce determină creșterea pantei curbei forta-tensiune, fenomen care are loc dincolo de limita de rupere al specimenului prin forfecare.
Există mai multe metode de determinare a rezistenței la forfecare însă cea mai apropiată de comportarea structurii studiate este prin inducerea forfecării prin tracțiune la ±45°
(3.2-17)
– încărcarea maximă, b- lațimea specimenului, h-grosimea specimenului
Macromecanica laminelor compozite armate cu fibre lungi
Macromecanica analizează materialul la scară macroscopică, admițând ipoteza omogenității (lamelă ortotropă); influența fazelor componente se manifestă la nivel macroscopic prin intermediul caracteristicilor mecanice globale.
Figura 3.8: Stabilirea sistemului de axe
Planul x-y-z este sistemul principal de axe unde x este pe direcția fibrelor, y este pe direcția perpendiculară pe direcția fibrelor (definește lățimea lamelei) iar z este pe direcția perpendiculară pe planul x-y.
Planul x1-y1-z1 este un plan deviat față de planul principal cu un unghi Ɵ.
Cele două cazuri vor fi analizate în cele ce urmează.
Determinarea matricei de flexibilitate raportată la sistemul principal de axe
Pentru determinarea relațiilor între starea de deformație și starea de tensiune, se consideră că în planul lamelei toate tensiunile sunt diferite de 0 (stare plană de tensiune).
(3.3-1)
– tensiuni normale
–deformații specifice unghiulare
–tensiuni tangențiale
– deformații specifice liniare
Legea lui Hooke generalizată devine:
(3.3-2)
(3.3-3)
unde (3.3-4)
– este matricea de flexibilitate a lamelei ortotrope (stare plană de tensiune)
În funcție de constantele elastice, urmând analogia de mai sus, această matrice de flexibilitate devine:
(3.3-5)
Astfel
(3.3-6)
– flexibilitățile reduse ale lamelei ortotrope în starea de tensiune plană
Determinarea matricei de rigiditate raportată la sistemul principal de axe
Matricea de rigiditate se obține prin inversarea matricei de flexibilitate.
(3.3-7)
(3.3-8)
(3.3-9)
În funcție de constantele elastic, aceste rigidități devin:
(3.3-10)
– rigiditățile reduse ale lamelei ortotrope în starea de tensiune plană
Determinarea matricei de flexibilitate pentru un unghi Ɵ față de sistemul principal de axe
Pentru sistemul principal de axe coincide cu sistemul de axe x1-y1-z1 și pentru acest caz se poate scrie:
(3.3-11)
Pentru pentru o lamelă unidirecțională ortotropă, relația (3.3-11) devine:
(3.3-12)
Astfel ținând cont de analogia de calcul elaborată anterior și de unghiul , rezultă flexibilitățile transformate:
(3.3-13)
Determinarea matricei de rigiditate pentru un unghi față de sistemul principal de axe
Pentru acest caz lamina ortotropă are comportament anizotrop datorită interdependenței dintre deformațiile specifice liniare și tensiunile tangențiale pe de-o parte și dintre deformațiile specifice unghiulare și tensiunile normale, pe de altă parte.
(3.3-14)
(3.3-15)
Comparând relațiile (3.3-10, 3.3-13, 3.3-15) putem deduce relațiile constantelor elastice pentru sistemul de axe x1-y1-z1
(3.3-16)
Criterii de rupere
Aceste criterii iau în considerare adoptarea unor ipoteze care copiază sau nu comportamentul real al structurii analizate.
Criteriul tensiunii normale maxime
Se pleacă de la ipoteza că valoarea limită a constituienților este independentă și că nu există interacțiune între componentele compozitului.
(3.3-17)
Pentru lamina ortotropă , rezultă
(3.3-18)
Conform acestui principiu, trebuie să se respecte următoarele inegalități:
(3.3-19)
Criteriul deformației specifice liniare maxime
Acest criteriu pleacă de la aceeași ipoteză ca și criteriul anterior dar consideră ca ruperea lamelei ortotrope are loc în momentul în care deformația liniară specifică maximă, pe o direcție(Ɵ,x1) atinge valoare critică a deformației specifice liniare corespunzătoare solicitării la care este supusă lamela.
Pentru lamina ortotropă , rezultă
(3.3-20)
Criteriul Tsai-Hill
Acesta ia în considerare rezistențele statice ale materialului compozit. Astfel pentru o lamela ortotropă rezultă:
(3.3-21)
Pentru se folosește iar pentru se folosește
Criteriul Tsai-Wu
Acest criteriu ia în considerare interacțiunea între componentele compozitului și își propune să gasească o corelare între datele experimentale și teorie. Astfel se ia în considerare factorul f care este funcție de și pentru lamina ortotropă rezultă:
(3.3-22)
Factorul de corelare se determină pentru lamina ortotropă cu formula:
(3.3-23)
Unde este determinat experimental cu iar
Calculul consolei coloanei de direcție din materiale compozite
Pentru a calcula structura compozită a consolei, se pornește de la materialele componente ale compozitului.
Materialul de ranforsare este fibra de carbon și matricea este rășină epoxidică.
După înfășurare, manunchiul de fibre apare sub forma unui cilindru solid. Geometria rectangulară (h = 20 mm, t = 10 mm), este redată cu ajutorul unei matrițe. Experimental s-a stabilit că numărul de treceri trebuie să fie 40 pentru 24K (1200tex) fibra de carbon și 15 treceri de 50K (3200tex) fibra de carbon.
Se considera L=100 mm și dacă se notează cu – suprfața fibrelor ; -suprafața matricei; -suprafața unei porozitați.
Figura 3.9 : Geometria secțiunii piesei din materiale compozite
Comparația se face între trei tipuri de materiale compozite după cum urmează :
1.Fibra de carbon Sigrafil C 30 + matrice Epicote LR 385
2.Fibra de carbon T700 + matrice XB3585
3.Fibra de sticlă + matrice XB 3585
Pentru a caracteriza ultimele două tipuri de material au fost furnizate specimene realizate din fibre Toray T700 și răsina XB 3585 cu întăritor 3458 si fibre de sticlă cu rasină XB3585 și întăritor 3458. În ambele cazuri specimenele au fost realizate prin decupare din piesele finite și au fost calculate caracteristicle de material luând volumul de fibre φ=60%.
Specimenele au fost fixate in gripuri speciale pe un cilindru hidraulic Zwick iar încărcarea și viteza de încercare controlate conform standardelor.
Distanța parcursă și forțele de încărcare au fost înregistrate de contorul dispozitivului de încercare. Tensiunile au fost citite cu ajutorul unui extensometru cu laser, transmise la controlul analog al dispozitivului și înregistrate.
Caracteristicile de material pentru fibra de carbon și rășina epoxidică folosite în experimente sunt exprimate în tabelul 3.1.
Tabel 3.1: Caracteristicile componentelor materialelor compozite folosite în experimente
Luând în considerare datele de mai sus, se vor calcula caracteristicle de material ale noului compozit dar și caracteristicile de rezistență ale acestuia.
De asemenea pe structura dată (consola coloanei de directie) se vor efectuta calcule FEM pentru a stabili punctele slabe ale structurii și a optimiza geometria acesteia cu inserturi metalice. Compararea rezultatelor matematice și simularilor, ne va da o imagine asupra corectitudinii ipotezelor formulate anterior.
Realizarea capitolului de calcul a avut ca scop evidențierea metodelor de calcul și alegerea unui model care să se potrivească structurii compozite studiate și procesului de obținere a acesteia. De altfel s-a dorit verificarea metodei de calcul aleasă prin încercările experimentale. Comparația rezultatelor obținute prin calcul cu a rezultatelor obținute experimental, ajută la dezvoltarea unor metode de calcul optimizate care țin seama de factori de proces, de temperatură, de golurile de aer din structură, de metoda de impregnare cu rășină sau de tensiunea de întindere a fibrei în timpul înfășurării.
Calculul parametrilor materialului compozit
Pentru consola coloanei de direcție a fost considerat modelul de calcul pentru compozite armate cu fibre continue. Acest model este cel mai aproapiat de modul de realizare experimentală și are un potențial dacă luăm în considerare coeficienții de compensare care depind în mare măsură de modul de asezare al fibrelor, de tipul fibrelor, tipul de matrice, cum sunt fibrele impregnate și chiar de tratamentul termic pentru polimerizarea componentei.
Aceste caracteristici sunt potrivite pentru coloana de direcție pe care ne propunem să o analizăm.
Parametrii celulei unitate pentru UD armate compozite sunt:
• distanța dintre fibre;
• grosimea sau distanța dintre straturi fibrelor, în cazul în care există mai multe straturi;
• o dimensiune arbitrară.
Materiale compozite armate cu fibre sunt parte dintr-un material eterogen și anizotrop, astfel încât calculul lor este o mult mai complex decât al materialelor tradiționale.
Determinarea proporției relative de fibre
Materialele compozite sunt puternic dependente de proportia volumica a fibrelor. Aceasta proportie este definita de unde V este proportia întregului volum. Pentru a calcula cantitatea de fibre și proporția volumică a acestora, vom respecta următorii pași:
1.Selectarea unui proces de fabricare potrivit pentru componenta aleasă
2.Rația volumică este determinată de procesul de productie. Folosing înfășurarea spațială ca procedeu de manufacturare, se poate obține o rație volumică standard
iar
3.Calculul rezistenței laminatului trebuie sa fie condiționat de procesul de manufacturare prin determinarea grosimii necesare pentru pereții componentei
4.Cunoscând grosimea componentei și rația volumică a fibrelor, poate fi determinată cantitatea de fibre necesare și de aici numărul înfășurărilor rovingului și așezarea fibrelor
5.Pentru ratia volumica a fibrelor sunt impuse limitări ale aranjării geometrice ale fibrelor
Ratia volumica maxima a fibrelor este :
(3.4-1)
(3.4-2)
Figura 3.10 : Modul de împachetare al fibrelor
Determinarea densității compozitului
(3.4-3)
densitatea pentru compozitul Sigrafil C 30 + matrice Epicote LR 385
densitatea pentru compozitul T700 + matrice XB3585
densitatea pentru compozitul pe bază de sticlă+ matrice XB3585
Modulul de elasticitate longitudinal pe directia forțelor
(3.4-4)
modulul de elasticitate longitudinal pentru compozitul Sigrafil C 30 + matrice Epicote
modulul de elasticitate longitudinal pentru compozitul T700 + matrice XB3585
modulul de elasticitate longitudinal pentru compozitul sticlă+ matrice XB3585
Raportul forțelor preluate de fibră și matrice este :
(3.4-5)
Acest raport arată cât de important este aportul fibrelor la rezistența totală a compozitului. Acest raport este mare și datorită faptului ca materialul compozit studiat are fibre unidirecționale. Modulul de elasticitate pe această direcție trebuie ajustat printr-un coeficient care să țină seama de parametrii celulei unitate pentru compozitele armate unidirecțional, coeficient care va fi stabilit in capitolul următor.
Modulul de elasticitate transversal perpendicular pe directia forțelor
modulul de elasticitate transversal pentru compozitul Sigrafil C 30 + matrice Epicote
modulul de elasticitate transversal pentru compozitul T700 + matrice XB3585
modulul de elasticitate transversal pentru compozitul sticlă + matrice XB3585
Coeficientul lui Poisson
(3.4-7)
(3.4-8)
–coeficienții lui Poisson pentru fibre respectiv matrice
Coef. Lui Poisson pentru compozitul Sigrafil C 30 + matrice Epicote
Coef. Lui Poisson pentru compozitul T700 + matrice XB3585
Coef. Lui Poisson pentru compozitul sticla + matrice XB3585
Modulul de forfecare al materialului compozit
Având în vedere aceste relații, se va determina pentru fiecare material compozit, modulul de forfecare și se va simula prin calcul deformația compozitului în funcție de forța de forfecare aleasă din caietul de sarcini al producătorului, în acest caz 500N.
Modulul de forfecare pentru compozitul Sigrafil C 30 + matrice Epicote
Modulul de forfecare pentru compozitul T700 + matrice XB3585
Modulul de forfecare pentru compozitul sticla + matrice XB3585
deformația unghiulara compozitului Sigrafil C 30 + matrice Epicote
deformația compozitului T700 + matrice XB3585
deformația compozitului sticla + matrice XB3585
Se observă că modulul de forfecare, pentru cele trei materiale compozite studiate, are valori apropiate. De altfel se observă din rezultatele calculelor, influența forțelor de forfecare asupra fibrelor și asupra matricelor.
Din punct de vedere al deformațiilor, cu cât modulul de forfecare crește cu atât deformația scade atât pentru fibre și matrice cât și pentru materialul compozit.
Rezistența la tracțiune longitudinală a materialului compozit
-Deformația la rupere a matriței pentru materialul compozit Sigrafil C30:
Pentru că rezultă că
tensiunea medie la rupere a matricei
(3.4-14)
Pentru că se poate spune că se îndeplinește condiția de ranforsare
Aplicând relațiile (3.2-4)-(3.2-8) se poate verifica comportarea matricei
(3.4-15)
Dacă și atunci putem spune că matricea este rezistentă iar ruperea compozitului depinde de deformarea fibrelor.
-Deformația la rupere a matriței pentru materialul compozit Toray T700:
Pentru că rezultă că
tensiunea medie la rupere a matricei
(3.4-17)
Pentru că se poate spune că se îndeplinește condiția de ranforsare
Aplicând relațiile (4.2-4)-(4.2-8) se poate verifica comportarea matricei
(3.4-18)
Dacă și atunci putem spune că matricea este rezistentă iar ruperea compozitului depinde de deformarea fibrelor.
-Deformația la rupere a matriței pentru materialul compozit E-glass:
În acest caz rezultă că
(3.4-20)
Pentru că se poate spune că se îndeplinește condiția de ranforsare
Aplicând relațiile (3.2-4)-(3.2-8) se poate verifica comportarea matricei
(3.4-21)
Dacă și atunci putem spune că matricea este rezistentă iar ruperea compozitului depinde de deformarea fibrelor.
Rezistența la compresiune longitudinală a materialului compozit
Având în vedere că rezultă
Având în vedere faptul că ruperea se realizează prin forfecare localizată, rezistența la compresiune longitudinală devine:
unde și
rezistența la compresiune longitudinală- compozitul Sigrafil C 30 + matrice Epicote
rezistența la compresiune longitudinală- compozitul T700 + matrice XB3585
rezistența la compresiune longitudinală- compozitul sticla + matrice XB3585
Pentru compresiune longitudinală, rezistența longitudinală este :
rezistența la compresiune longitudinală- compozitul Sigrafil C 30 + matrice Epicote
rezistența la compresiune longitudinală- compozitul T700 + matrice XB3585
rezistența la compresiune longitudinală- compozitul sticla + matrice XB3585
Rezistența la compresiune tranversală a materialului compozit
O lamină unidirecțională va avea o rezistență redusă la acest tip de solicitare pentru că ruperea apare în matrice la un unghi de 45° față de direcția forței de compresiune.
Pentru un material izotrop și omogen (matricea) rezultă :
Rezistența la tracțiune tranversală a materialului compozit
Modul de așezare al fibrelor, induce concentrații tensiometrice în matriță, în zona dintre fibre.
Odată produsă fisura, aceasta se propagă în matrice, perpendicular pe direcția forței de tracțiune (în spațiile dintre fire) sau la nivelul interfeței dintre matrice și fibre.
Pentru proporția relativă de fibre rezultă :
– alungirea compozitului pe direcție transversală
– factorul de alungire al matricei
– deformația la rupere a matricei
(3.4-26)
Rezistența la tracțiune tranversală a materialului compozit
(3.4-28)
– încărcarea maximă, b- lațimea specimenului, h-grosimea specimenului
Rezistența la tracțiune tranversală a materialului compozit
– este matricea de flexibilitate a laminei ortotrope (stare plană de tensiune)
În funcție de constantele elastice, urmând analogia de mai sus, această matrice de flexibilitate devine:
(3.4-29)
Astfel, pentru compozitul care foloseste Sigrafil C30, flexibilitățile reduse ale laminei sunt:
– flexibilitățile reduse ale lamelei ortotrope în starea de tensiune plană
Pentru compozitul care foloseste T700, flexibilitățile reduse ale laminei sunt:
Pentru compozitul care foloseste E-glass, flexibilitățile reduse ale laminei sunt:
Determinarea matricei de rigiditate a laminei, la nivel macrometric
Matricea de rigiditate se obține prin inversarea matricei de flexibilitate.
În funcție de constantele elastic, aceste rigidități devin:
(3.4-33)
– rigiditățile reduse ale lamelei ortotrope în starea de tensiune plană
Pentru compozitul care foloseste T700, rigiditățile reduse ale laminei sunt:
(3.4-34)
Pentru compozitul care foloseste E-glass, rigiditățile reduse ale laminei sunt:
(3.4-35)
Determinarea flexibilităților și rigidităților pentru forțe pe direcția unghiul
Astfel ținând cont de analogia de calcul elaborată anterior și de unghiul , de relațiile
(3.3-13) și (3.3-15) rezultă flexibilitățile și rigiditățile transformate pentru :
(3.4-36)
Relații între tensiuni si deformații pentru structura consolei coloanei de direcție
Pentru a determina aceste relații trebuie ca toate tensiunile diferite de zero să fie în planul laminei (lamina ortotropă) (3.4-37)
(3.4-38)
Figura 3.11 : Tensiuni și deformații în lamina general ortotropică
(3.4-39)
Figura 3.12 : Deplasările în grindă
Pentru compozitul Sigrafil C30 , pentru unghiul Ɵ=0°(direcția fibrelor) rezultă:
(3.4-40)
(3.4-41)
Figura 3.13 : Direcția forței și momentului rezultante
Matricea de rigiditate extensională, care se referă la forțele de tracțiune care acționează asupra grinzii, este:
Pentru o lamină la care forța transversală acționează în mijlocul grinzii (h/2), termenii care se refera la indoire sunt egali cu 0.
În schimb matricea de rigiditate la indoire se referă la momentele de indoire care acționează asupra grinzii. Termenii acestei matrici sunt:
(3.4-43)
Matricea [A] și [D] inversate total ( având în vedere faptul ca [B]=0) devin:
[A]°= [D]°=
(3.4-44)
(3.4-45)
Astfel matricea constitutivă a laminei este:
(3.4-46)
K- rata de variație a pantei la indoire a grinzii
0
(3.4-47)
(3.4-48)
Având în vedere relațiile (4.4-47) și (4.4-48) rezultă:
(3.4-49)
Utilizând relațiile (3.4-41) putem deduce :
(3.4-50)
Pe direcția X1 pentru unghiul Ɵ=0° rezultă:
(3.4-51)
În același mod se obțin tensiunile și deplasările și pentru celelalte două tipuri de materiale compozite studiate. Datele obținute sunt sintetizate în tabelele 3.2 și 3.3
Tabel 3.2: Constantele elastice ale materialelor compozite studiat
Tabel 3.3: Tensiunile materialelor compozite pe direcție longitudinală și transversală
Tabel 3.4: Deformațiile materialelor compozite pe direcție longitudinală și transversală
Relațiile 3.4-46 și 3.4-51 și rezultatele din tabelele 3.3 și 3.4 arată că tensiunile în fiecare strat vor fi egale cu forțele care acționează în mijlocul grinzii având în vedere că nu există un moment de îndoire.(K)
Pentru că lamina este simetrică, ortotropă, tensiunile din jumătatea de secțiune superioară sunt aceleași cu tensiunile din jumătatea inferioară dar cu semn schimbat.
Analiza FEM pentru structura studiată
Calculul FEM pentru structuri din materiale compozite au unele particularitati:
– pentru fiecare grup de elemente finite de timp compozit se folosesc informații precum:
tipul elementelor, numărul straturilor, alegerea criteriului de cedare, constantele de
material etc.
– proprietățile de material ca modulul de elasticitate longitudinal și transversal, modulul de
forfecare, coeficientul lui Poisson, tensiunile maxime la tracțiune, compresiune, forfecare
sunt introduse ca date de intrare
– se folosesc trei sisteme diferite: global al structurii, local al elementului finit si local al
materialului
– se definesc straturile de material și numarul lor
– pentru fiecare strat se definesc grosimea, unghiul direcției de referință
– definirea topologiei elementelor și generarea lor
În ceea ce privește evoluția formei constructive, calculele și analiza MEF au arătat că putem elimina elemente din structura consolei și obținerea unor rezultate asemănătoare din punct de vedere al rezistenței și deplasărilor, precum și din punct de vedere al frecvenței proprii și rigidității.
Figura 3.14 : Analiza MEF pentru compararea rezultatelor cu și fără grindă[sursa: TH]
Metoda de calcul cu MEF se poate aplica oricarei componente, atata vreme cat putem aproxima caracteristicile de material a componentei respective.
S-a considerat structura compozită sub forma unei grinzi.
Conform specificațiilor constructorului, forța care actioneaza asupra structurii este
F = 500N, atât longitudinal cât și transversal.
Figura 3.15: Caracteristicile de material ale componentelor structurii
Pentru a avea o imagine cît mai clară asupra modului de comportare a structurii la schimbarea tipului de material, al modului de conexiune al elementelor, s-a realizat analiza cu element finit atât pentru structura inițială cât și pentru structura optimizată.
Pentru comparație, s-a realizat analiza MEF cu ajutorul programului ANSYS pentru a simula comportarea structurii sub acțiunea forței.
Figura 3.16: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția longitudinală
Figura 3.17: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția verticală
Primul model analizat (Fig.3.16) are ranforsări metalice (oțel și aluminiu) și fibra de carbon folosită este HTS 40. Utilizând ca date de intrare caracteristicile de material și aplicând o forșă de 500 N longitudinal și transversal, sunt obținute tensiunile și deplasările totale din figurile 3.16 și 3.17. Așa cum era de așteptat, deplasările pe direcția transversală pe direcția fibrelor, este mai mare, la fel și tensiunea, în comparație cu cele de pe direcția longitudinală.
Pentru modelul optimizat, s-au folosit aceleasi inserturi metalice dar fibra de carbon a fost schimbată pentru a observa posibilele diferențe în comportarea structurii. De asemenea structura a fost optimizată prin introducerea unei suprafețe de contact mai mare pentru inserturile foi și de susținere, prin folosirea unei matrițe optimizate care permite obținerea unor grinzi paralele și drepte.
Figura 3.18: Caracteristicile de material ale componentelor structurii optimizate
Analiza a fost realizată pentru trei tipuri de fibră de carbon Sigrafil C30, T700 și fibră de sticlă E-glass. Structura are secțiune constantă pe toată lungimea ei, ceea ce afectează rezistența structurii pe direcție transversală.
Structura a fost fixată în punctele de prindere pe caroseria autovehiculului și a fost încărcată longitudinal și transversal, conform schemei din figura 3.19.
Figura 3.19: Schema de încărcare longitudinal (stanga) și transversal (dreapta)
Figura 3.20: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția longitudinală, Sigrafil C30
Figura 3.21: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția transversală, Sigrafil C30
Figura 3.22: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția longitudinală, T700
Figura 3.23: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția transversală, T700
Figura 3.24: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția longitudinală, E-glass
Figura 3.25: Rezultatele deplasării totale și a tensiunii pe direcția transversală, E-glass
Concluzii :
-Modelarea și analiza structurilor realizate din materiale compozite, se reduce, de regulă, la alegerea unei metode de calcul care poate fi aplicată acestor materiale și la definirea valorilor corespunzătoare ale constantelor fizice și elastice,celelalte aspecte ale modelării și analizei rămânând neschimbate.
-alegerea metodei de calcul corespunzătoare, în concordanță cu tipul materialului compozit, cu geometria structurii și cu scopul avut în vedere pentru analiza care se face. Metoda elementelor finite este cea mai eficientă pentru astfel de analize, programele MEF având implementate proceduri și tipuri de elemente finite speciale pentru materiale compozite;
– considerarea, pentru modelul elaborat, a valorilor constantelor fizice și elastice, corespunzătoare materialului compozit respectiv;
– trebuie acordată o atenție deosebită „joncțiunilor” structurilor realizate din materiale compozite, deoarece în zonele respective, de regulă, nu se poate păstra continuitatea straturilor (de exemplu, a fibrelor laminelor) și apare un factor suplimentar care trebuie avut în vedere și anume rășina și influența ei in comportarea materialului compozit.
Testarea pieselor din materiale compozite
În general proprietățile mecanice ale unui material compozit pot fi determinate din răspunsul comportării acestui material la aplicarea unei încărcări mecanice. Aceste încărcări mecanice pot fi statice sau dinamice.
Scopurile testării materialelor compozite sunt:
-obținerea unor date preliminare care pot fi comparate cu alte materiale
– obținerea unor informații detailate privind designul
-controlul și asigurarea calității
-asigură indicatori în programele de dezvoltare de noi materiale
-asigură puncte de pornire pentru formularea de noi teorii
-rezultatele încercărilor experimentale confirmă corectiduninea metodei de calcul alese
Un mare avantaj al materialelor compozite este acela ca proprietățile lui pot fi stabilite în timp ce produsul finit ia naștere. Astfel se pot alege orientările fibrelor astfel încât să se obțină rezistența dorită pe direcția solicitărilor pentru a satisface conditiile anticipate.
În general, testele pentru evaluarea proprietăților mecanice ale unui material compozit , diferă în complexitate în funcție de scopul pentru care acel material a fost construit dar și în funcție de schimbările tipului de material , de la isotropic la anisotropic și de la omogen la heterogen.
Proprietățile mecanice ale unui material compozit, depind de cateva variabile ale componentelor din care este format:
-proprietățile fibrelor
-proprietățile matricei
-natura interfeței
-proprietățile oricărei alte faze
-distribuția spațială și aranjarea fibrelor
Încercările mecanice pentru determinarea proprietăților mecanice sunt:
-Tracțiunea – la acest tip de solicitare sunt foarte importante rezistența și rigiditatea fibrelor
-Compresiunea – la solicitarea de compresiune , matricea este cea care asigură menținerea stabilității fibrelor rectilinii și evită flambajul
-Forfecarea – implică alunecarea straturilor adiacente de fibre unul peste altul, matricea fiind cea care asigură legătura puternică cu fibrele.
– forfecare în-plan- indică legatura fibra-matrice la nivelul fiecărui strat
– forfecare interlaminara- indică rezistența legăturii între straturi
-Incovoierea – aceasta solicitare combină solicitarile de tracțiune,compresiune și forfecare
-Încercarea la impact – rezistența la impact al unui material compozit depinde de viteza și tipul de impact, geometria eliberată la impact, variațiile de temperatură
-Încercarea la oboseală – modulul , rezistența reziduală și numărul de cicluri pînă la rupere sunt reprezentate ca și funcții de amplitudine a tensiunilor și frecvență.
Pentru a putea compara comportarea materialelor compozite la diferite solicitări, încercările trebuiesc făcute standardizat în aceleasi condiții, cu aceleași dimensiuni și geometrii ale epruvetelor. O listă cu principalele încercări și standardele internaționale se regasește în tabelul 4.1
Tabel 4.1: Încercări și standarde pentru materialele compozite
Pentru cazul consolei coloanei de direcție, solicitările de tracțiune, compresiune și încovoiere sunt cele la care vor fi supuse materialele studiate.
Solicitările la impact și rezistență pentru aceasta consola a coloanei de direcție au mai fost efectuate în teze precedente și concluziile acestora sunt elaborate. [sursa]
Teste de tracțiune
Testele de tracțiune ne ajută să determinăm rezistență la rupere, modulul de elasticitate, coeficientullui.Poisson, curba tensiune(forță)-deformație.
La ruperea specimenului supus la o forță de tracțiune crescătoare se pot observa și se pot da informații despre apariția fisurii și evoluția ei. Această rupere poate fi la nivel molecular (nu se observă) sau poate fi urmată de semne vizuale și/sau auditive.
În tabelul este prezentat un rezumat al principalelor standarde pentru tracțiune și compararea acestora din punct de vedere al aplicabilității, formei geometrice și a vitezei de testare.
Tabel 4.2: Comparație între principalele standarde la solicitarea de tracțiune
Atunci când se realizează testarea la tracțiune pe direcția axială, este nevoie de folosirea tab-urilor (foi subțiri din aluminiu sau material compozit).
Aceste tab-uri sunt materiale (metalice,compozite) lipite la capetele specimenului de încercat și care au rolul de a limita deteriorarea locală a materialului datorată strângerii gripurilor pentru testare. Această limitare a deteriorării materialului de încercat, se transformă în rezistență la forfecare a liantului care face legătura între tab și specimen.
Softul de achiziție al datelor este cel care face calculele necesare și generează curba forță-deplasare, determină valoarea modulului de elasticitate și valoarea coeficientului lui Poisson.
Provocarea constă în a asigura menținerea unei forțe de clampare uniforme pe toată durata testării.
În timpul testării la tracțiune axială, este important să se poată măsura forțele implicate, atât pe direcția axială cât și pe direcția transversală. Acest lucru se realizează cu ajutorul unui extensometru bi-axial sau prin folosirea unui ansamblu extensometru axial și extensometru transversal, soluție mai ieftină decât extensometru bi-axial.
Figura 4.1: Specimene de tracțiune pentru materiale compozite armate cu fibre aliniate (0°,90°) (a) ASTM 3039(0°); (b) ASTM 3039(90°); (c) ISO 527(0°); (d) CRAG300 (0°), CRAG 301 (90°) și terminologie
Lungimea totală Lungimea de măsurare
Lungimea tabului Grosimea specimen
Lațime specimen
Figura 4.2: Specimene pentru solicitarea la tracțiune
(a) SGL Sigrafil C30 (b) Toray T700 (c) E-glass
Echipamente de testare la tracțiune
Există două mari clase de mașini de testare: electromecanică și servohidraulica, fiecare dintre acestea având avantaje și dezavantaje.
În funcție de dotarea laboratorului Universității Transilvania, a fost aleas un dispozitiv de testare electro-mecanic. Mașinile electromecanice sunt de regulă simple,ușor de folosit și permit sarcini de încărcare de până la 100 kN. Acestea sunt mai sigure, șurubul de limitare a cursei asigurând o securitate ridicată în cazul folosirii improprii a echipamentului.
Figura 4.3: Schema mașinii de încercat la tracțiune și echipamentul Lloyd folosit
Sisteme de prindere (grip-uri) și taloane din material (tab-uri)
Sistemele de prindere mecanice pană și sistemele de prindere hidraulice pană sunt cele mai utilizate. Fiecare dintre acestea au avantaje și dezavantaje.
Sistemele mecanice au avantajul reglării automate a forței de strângere, fiind direct proporțională cu forță de încărcare. Dacă este aplicată o forță prea mică, specimenul alunecă din gripuri și testul eșuează și dacă este aplicată o forță de strângere prea mare, capătul specimenului poate fi deteriorat și testul se anulează. Totuși sistemele hidraulice sunt folosite atunci când se realizează teste de oboseală.
Figura 4.4: Sisteme de prindere (a) mecanice pană și (b) hidraulice pană
Tab-urile sunt foi din material compozit sau metalic care au ca rol protejarea specimenului de încercat. Astfel aceste foi sunt lipite printr-un liant puternic de specimen . Avantajul unui tab din material compozit este acela că acesta poate fi tăiat la formă și dimensiunile dorite, în același timp cu specimenul. Acest material al taburilor trebuie să fie suficient de maleabil pentru că gripurile să poată face strângerea dar destul de solid astfel încât să transmită încărcarea specimenului. Standardul ASTM 3039 și ISO 527 folosesc pentru testarea la tracțiune, taburi armate la ±45° ceea ce conferă mai puține constrângeri asupra specimenului, atât în direcția longitudinală cât și cea tranversală.
Figura 4.5: Taloane metalice
Procedura de testare
Primul pas care trebuie făcut, înainte de testare, constă în notarea datelor privind fibra (producător, tipul fibrei, fracția volumică , informații geometrice, informații fizico-chimice), matricea (producător, tipul matricei, tipul întăritorului,curbă de polimerizare), modul în care se realizează impregnarea fibrei, tipul de taburi folosite, tipul de gripuri folosite etc.
În general, specimenul este montat în gripurile mașinii de testat după ce acesta a fost măsurat (micrometru cu precizia 0,02mm după ISO 527) și verificat vizual.
Trebuie să se aibă grijă, la montarea în gripuri, să nu existe o stare de pretensionare axială în specimen. Pentru a evita aceasta, se recomanda folosirea unor specimene sub forma de os. Centrul specimenului de încercat trebuie aliniat cu axele mașini de încercat pentru a evita o încărcare asimetrică. Înainte de montarea extensometrului, specimenul se preincarca cu o tensiune foarte mică 0.05%. Apoi se măsoară lungimea inițială a specimenului, se verifică mijlocul de achiziție a datelor, se închide cabina de protecție (pentru cazul unei ruperi explozive) și testul poate să înceapă.
Se fac minim 5 teste pentru a valida testul. Rata este de 0,1mm/min sau suficient cât să se producă ruperea între 5s-10s. Se înregistrează curba forță-deplasare, forță-tensiune și se măsoară poziția relativă a rupturii față de centrul specimenului.
Tensiunea de deformație σ= [MPa] (4.1-1)
F- forta aplicata [N]
A-sectiune transversala initiala [mm²]
ε= [mm] unde (4.1-2)
ε-deformația specifică, L-lungimea totală si – lungimea inițială a zonei de măsurare.
Rezistența la tracțiune unde –forța maximă de încărcare [N] (4.1-3)
Deformația specifică echivalența rezistenței la tracțiune . (4.1-4)
Rezistența la rupere unde – forța la rupere [N] (4.1-5)
Deformația specifică echivalența rezistenței la rupere .
Modulul de elasticitate [MPa] (4.1-6)
unde este panta liniară a curbei forță-deplasare.
Coeficientul lui Poisson ʋ= (4.1-7)
panta regiunii liniare a graficului tensiune transversală-tensiune longitudinală
Când se calculează modulul elastic pe baza unei curbe de încărcare non-lineare, există mai multe opțiuni. Una constă în a lua modulul că fiind tangență la partea inițială a curbei, a doua constă în a construi o tangentă la un anumit nivel al deformației iar a treia este de a construi o secantă între două puncte date A și B pentru deformație cuprinsă între 0,05%-0,25%.Dacă materialul cedează la un nivel al deformației sub 0,6% din nivelul de deformație total, atunci secanta trebuie luată între două puncte A și B pentru deformație cuprinsă între 0,25%-0,5%. Punctul C corespunde initializării ruperii iar punctul D reprezintă cedarea totală a materialului. (fig.4.3)
Pentru calculul coeficientului lui Poisson, avem nevoie de date măsurate transversal și longitudinal. Prin regresie, se obține curba de încărcare longitudinal-transversală din care se obțin rezultate fiabile.
După setul de teste se raportează :
-data și locația testării
-numărul specimenelor încercate și geometria lor
-tipul și configurația mașinii de testat, a extensometrelor, gripurilor
-condiții de temperatura, umiditate relativă, atmosferă
-coef. variației pentru rezistență la tracțiune, deformatia specifică echivalentă rezistenței la tracțiune, rezistență la rupere, deformatia specifică echivalentă rezistenței la rupere, modulul
de elasticitate
Figura 4.6: Detaliile curbei forță-deformație la tracțiune
Testele au fost realizate folosind specimene din cele trei materiale (Fig.4.2) realizate prin același procedeu (presare) astfel încât sa corespundă cât mai mult cu procedeul folosit pentru obținerea consolei coloanei de direcție.
Specimenele au fost construite după standardul ISO 527, fibrele fiind așezate la 0° față de direcția de încercare.
Testarea a fost realizată în laboratoarele Universității Transilvania utilizându-se echipamentul Lloyd LS100, softul de achiziție a datelor Nexygen Plus și sistemele de prindere mecanice (Fig.4.7)
Pentru a evita alunecarea specimenelor din grip-uri s-au folosit taloane metalice lipite cu adeziv epoxidic (Bond Parkell) cu proprietăți de alungire la rupere mai ridicate decât ale materialului încercat.
Specimenele s-au realizat la SC Compozite Brașov utilizând trei tipuri de fibră (Sigrafil C30, T700,RT500), două dintre ele pe bază de carbon și una pe bază de sticlă pentru comparație.
S-a folosit matricea epoxidica LR385 respectiv XB 3585.
S-au construit plăci 300 mm x 300 mm, unidirecționale, din care au fost decupate ulterior prin procedee mecanice, pe direcție axială, specimenele de formă specială, tip 1B, conform ISO 527-4. Epruvetele au fost solicitate la tracțiune în lungul axei lor principale cu o viteza constanta de 1mm/min, pâna la rupere.
Figura 4.7: Echipament de testare tracțiune-compresiune și sistemele de prindere al probelor
Figura 4.8: Specimene înainte și după aplicarea taloanelor foi metalice
În timpul încercărilor au fost înregistrate de către softul de prelucrare al datelor, sarcina suportată de epruvetă, alungirea acesteia, modulul de elasticitate, rigiditatea, tensiunea maximă admisă, rezistența la tracțiune, deformația specifică echivalentă rezistenței la tracțiune, rezistență la rupere, deformația specifică echivalentă rezistenței la rupere, modulul
de elasticitate dar și curbele forță-deplasare, tensiune de deformație-deplasare.
De asemenea au fost înregistrate rezultatele la tracțiune pe direcția transversală.
Materialele compozite supuse testării sunt formate din trei tipuri de fibră: fibră de carbon Sigrafil C 30 cu număr mare de filamente 50K ceea ce conferă un număr de treceri redus, fibră de carbon T 700 și fibră de sticlă RT500.
De asemenea matricea folosită pentru fibra de carbon Sigrafil este de la Hexion, pentru T 700 și fibra de sticlă, s-a folosit matricea de la Huntsmann.
Cele trei materiale compozite rezultate au fost testate în aceleași conditii la tracțiune, compresiune și încovoiere conform cerințelor VW, pentru aplicația studiată, consola coloanei de direcție.
Tabel 4.3: Componența celor trei materiale compozite supuse testelor
Epruvete Sigrafil C30 test tracțiune longitudinală
Rezultatele acestor teste se regăsesc în tabelul 4.5 iar în tabelul 4.4 sunt calculate sarcina maximă, deplasarea maximă, rigiditatea și s-a determinat panta liniară a curbei forță-deformatie.
Din curba tensiune-deformație au fost determinate tensiunile corespunzătoare rezistenței la rupere pentru deformație cuprinsă între 0,05% -0,25%.
Curbele forță-deplasare și curbele tensiune de deformație-deplasare se regăsesc în figurile 4.9-4.13
Figura 4.9: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.1 (Sigrafil C30)
Figura 4.10: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.2 (Sigrafil C30)
Figura 4.11: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.3 (Sigrafil C30)
Figura 4.12: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.4 (Sigrafil C30)
Pe baza rezultatelor testelor, au fost calculate utilizând formulele 4.1-1/4.1-7, valorile pentru rigiditate, modulul de elasticitate, rezistența la tracțiune sau elongația la ruperea epruvetei.
Figurile 4.9/ 4.13 arată comportarea materialului compozit (Sigrafil C30) la tracțiune pe o direcție paralelă cu direcția fibrelor UD.
Figura 4.13: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.5 (Sigrafil C30)
Tabel 4.4: Valori calculate pentru epruvete C30 la test tracțiune longitudinală
Tabel 4.5: Valori măsurate pentru epruvete C30 la test tracțiune longitudinală
Cedarea acestor epruvete are loc cu explozie diferența dintre sarcina maximă (15,7kN) și sarcina de rupere (15,32kN) realizându-se la o diferență de 10 mm deformație.
Rezistența la tracțiune măsurată (477MPa) și tensiunea de deformație la tracțiune (536MPa) au un factor de corecție k=0,6 față de valorile calculate. Modelul de calcul nu poate surpinde comportarea materialului compozit și acest factor de corecție ține seama de particularitățile induse de procesul de obținere a epruvetelor, de legăturile fibră-matrice, de defectele de structură.
La solicitarea de tracțiune, fibrele sunt cele care dau rezistența și rigiditatea materialului compozit. Matricea este cea care ține fibrele legate dar contribuie într-o măsură mică la rezistența la tracțiune. Golurile de aer din materialul compozit au o influență importantă asupra rezistenței la tracțiune, așa cum se va demonstra în cele ce urmează prin corelarea rezultatelor la tracțiune cu analiza microscopică a specimenelor. Pentru acesta a fost folosit un microscop metalografic MTM-1 cu obiective plane diferite (Fig.4.14).
Figura 4.14: Microscop metalografic pentru analiza structurii epruvetelor
Deși epruvetele au fost decupate din aceeași placă, prin urmare au fost realizate din aceleași materiale si prin același procedeu, testele au arătat o comportare asemănătoare la tracțiune dar cu valori diferite. Aceste valori diferite ale rezistenței la tracțiune provin din golurile de aer formate în timpul realizării materialului compozit și din regiunea inter-fază, acolo unde fibrele nu intră în contact direct cu matricea.
Pentru a demonstra caracterul diferit al rezistenței la tracțiune al specimenelor testate, au fost analizate structurile acestor specimene. Analiza arată că valorile mai mari ale rezistenței la tracțiune, apar pentru acele specimene la care structura este mai compactă fără goluri de aer și fără defecte majore de construcție. Analiza metalografică a fost realizată în laboratorul Stabilus România.
Figura 4.15: Analiza metalografică pentru specimene din Sigrafil C30
Din fig. 4.15 se poate concluziona ca rezistența la rupere a specimenelor pe baza de fibră de carbon Sigrafil C30, este în concordanță cu defectele care apar în structură. Astfel, cu cât structura specimenului analizat prezintă mai multe defecte, cu atât rezistența la rupere este mai mică. De asemenea deformația la încărcarea maximă și rigiditatea, modulul de elasticitate sunt directe proportionale cu defectele structurii compozite. Golurile de aer și surplusul de rășină formate în timpul procesului de fabricație sunt cauzate de o presiune de formare prea mică. Legătura dintre fibre și matrice este întreruptă de aceste goluri de aer astfel rezistența materialului compozit fiind compromisă.
Tabel 4.6: Valori calculate pentru epruvete Sigrafil la test tracțiune transversală
Aranjamentul fibrelor pe direcție transversală, în raport cu încărcarea sunt considerate facându-se analogia cu legarea în serie. Problema care apare la determinarea proprietăților pe această direcție este legată de faptul că numărul fibrelor se schimbă de-a lungul secțiunii și prin urmare secțiunea a două zone vecine nu este identică iar grosimea diferă. Având în vedere complexitatea cazului real, pentru măsurătorile ipotetice se va lua în calcul un caz ideal și anume că structura este creată din faze alternative egale, matrice-fibră, în direcșia transversală.
În acest caz grosimea este dată de grosimea stratului de fibre la care se adaugă grosimea stratului de matrice. Prin urmarea grosimea epruvetei măsurate nu este egală cu grosimea epruvetei calculate dar pentru a obține rezultate care să se raporteze la carateristici de legătura fibră-matrice, a fost considerata grosimea ca fiind egală.
Se poate observa că deși au fost luate în calcul ipotezele de mai sus, există totuți diferențe importante comparând caracteristicile după testare.
Tabel 4.7: Valori măsurate pentru epruvete Sigrafil la test tracțiune transversală
Au fost analizate si rezultatele la tracțiune pe direcție transversală (Fig.4.16) pentru a putea extrage prin plotare, coeficientul lui Poison. Aceste valori (Tab. 4.6 și Tab. 4.7) sunt de regulă mult mai mici decât cele de pe direcția longitudinală.
Astfel analizând interacțiunea matrice-fibră, se poate concluziona că deformația epruvetei masurate are o valoare mai ridicată decâat valoarea calculată. La variații foarte mici de grosime ±10% se obțin variații foarte mari 53% a deformațiilor pe direcție transversală, ceea ce afectează valoarile calculate și măsurate ale elongațiilor la rupere.
Graficele din figura 4.16 arată o comportare aproape identică la cele 5 epruvete încercate pe direcția transversală spre deosebire de comportarea acestor epruvete pe direcția longitudinală.
Figura 4.16: Curbele forță-deformatie pe direcție transversală pentru cele 5 epruvete (Sigrafil C30)
Pe baza rezultatelor testelor la tracțiune pe direcție longitudinală (Tab. 4.4 și Tab.4.5) și transversală ( Tab. 4.6 și Tab. 4.7), rezultă coef. lui Poisson prin raportarea modulelor corespunzătoare deformațiilor specifice minime/maxime:
Tabel 4.8: Determinarea coef. lui Poisson pentru materialul compozit pe bază de Sigrafil
Rezultatele testelor la tracțiune pentru materialul compozit pe baza de fibră de carbon Sigrafil C 30 arată o tensiune la rupere (masurată) ridicată (valorea medie 386 MPa) și o deformație la rupere de 4,75 mm. Caracteristicile fibrei de carbon sunt cele care îmbunătățesc materialul compozit la solicitarea de tracțiune.
Ruperea epruvetelor pe baza de Sigrafil este explozivă și în general ruperea are loc în zona de testare. S-a observat ca ruperea epruvetelor nu a produs schije ascuțite dupa testare ceea ce arată că raportul, 60% fibre de carbon / 35% matrice, este corect.
În figura. 4.17 sunt expuse epruvetele după testarea la tracțiune, unde se poate observa locația ruperii în zona de testare (a), tipul de rupere al epruvetelor (b și c) dar și delaminarea acestora. Pe straturile exterioare ale epruvetelor apare delaminarea, legătura dintre fibre și matrice fiind mai slabă.
Datele rezultate din testarea la tracțiune vor fi comparate cu datele rezultate din calculele teoretice, verificându-se astfel corectitudinea modelului de calcul ales pentru compozite.
Rezultatele acestor comparații se vor regăsi în concluziile acestui capitol.
Figura 4.17: Epruvete (Sigrafil C30) după testarea la tracțiune (a), tipuri de rupere a epruvetelor (b) și delaminarea epruvetelor la tracțiune (c)
Așa cum arată figura 4.17, cedarea epruvetelor pe bază de fibră de carbon Sigrafil C30 are loc în zona de testare iar cedarea arată lipsa așchiilor. Lipsa așchiilor este o cerință a WV impusă de legislația europeană.
Pentru a putea documenta obținerea acestor rezultate, trebuie sintetizat calculul volumetric care a dus la proporția potrivită de fibre de carbon și matrice. De asemenea, un punct foarte important îl constituie repetarea acestui calcul pentru celelalte două materiale analizate.
(4.1-8)
Pornind de la relația dintre densitate, masa și volumul materialului compozit și cunoscând densitățile carbonului și a matricei folosite pentru fiecare material compozit, se poate determina pentru o anumită lungime, ce cantitate de fibre și ce cantitate de matrice trebuie, cunoscând proporția 60% fibre-35% matrice.
Așa cum rezultă din tabelul 4.3, și , pentru materialul compozit din fibre de carbon Sigrafil C30 și matrice Epicote LR385, și , pentru materialul compozit din fibre de carbon Toray T700 și matrice Araldite LYXB 3585 și și , pentru materialul compozit din fibre de sticlă E-glass și matrice Araldite LYXB 3585.
Pentru realizarea unei plăci cu dimensiunile (L)300mm x (l)300mm x (h)2mm rezultă volumul compozitului:
(4.1-9)
Cunoscând proporția fibre-matrice ca fiind 60%-35%, rezultă:
iar (4.1-10)
Pentru materialele compozite pe bază de Sigrafil și Toray rezultă:
(4.1-11)
Pentru materialul compozit pe bază de fibră de sticlă rezultă:
(4.1-12)
Un alt factor important este numărul de filamente al fibrei de carbon. Pentru fibrele de carbon, la aceeași masă necesară calculată, dacă se consideră diferența dintre numărul de filamente al celor două tipuri de fibre de carbon analizate, atunci masa fibrei de carbon Sigrafil C 30 (50k) ar trebui să sa înjumătățească față de masa fibrei de carbon T700 (24k).
Experimentele realizate in laboratoarele Universității Transilvania au arătat că pentru a obține aceleași dimensiuni, numărul de filamente are o influență majoră. Astfel pentru a obține aceeași greutate a fost nevoie de un număr de fire cu 52% mai mic iar cantitatea de rășină necesară pentru impregnare a crescut cu 23%, ceea ce conferă un mediu mai avantajos de muncă, o structură superioara considerând legătura dintre fibre și matrice.
Modulul de elasticitate pe direcție longitudinală are valori mult mai mari decât pe direcție transversală. Crescând raportul fibre matrice se poate modifica activ și rigiditatea pe direcție transversală însă asta afectează negativ valorile pe direcție longitudinală. Se poate concluziona că în funcție de aplicația dorită, există posibilitatea reglării rigidității materialului compozit pe o direcșie sau alta .
Epruvete Toray T700 test tracțiune longitudinală
Testul la tracțiune se repetă și epruvetele din materialul compozit pe bază de T 700, urmănd aceeași procedură de testare ca la epruvetele pe baza de Sigrafil. Astfel rezultă sarcina maximă, deplasarea maximă, rigiditatea și panta liniară a curbei forță-deformație.
Figura 4.18: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.1 (T700)
Figura 4.19: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.2 (T700)
Figura 4.20: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.3 (T700)
Figura 4.21: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.4 (T700)
Figura 4.22: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.5 (T700)
Tabel 4.9: Valori calculate pentru epruvete T 700 la test tracțiune longitudinală
Tabel 4.10: Valori măsurate pentru epruvete T 700 la test tracțiune longitudinală
Pentru materialul compozit pe bază de fibră de carbon T 700, s-a observat o scădere a forței de rupere care se datorează numărului de filamente 24K. Numărul de treceri necesar pentru obținerea grosimii necesare este mai mare decât în cazul Sigrafil, prin urmare legăturile fibră-matrice sunt mai numeroase (Tab. 4.9/Tab.4.10).
Figura 4.23: Analiza metalografică pentru specimene din T700
Ca și în cazul precedent, surplusul de rășină, golurile de aer și lipsa impregnării pe toată suprafața fibrei, face ca rezistența materialului compozit să fie afectată (Fig. 4.23).
Au fost analizate si rezultatele la tracțiune pe direcție transversală (Tab.4.11) pentru a putea extrage prin plotare, coeficientul lui Poison.
Tabel 4.11: Valori calculate pentru epruvete T 700 la test tracțiune transversală
Tabel 4.12: Valori măsurate pentru epruvete T 700 la test tracțiune transversală
Figura 4.24: Curbele forță-deformatie pe direcție transversală pentru cele 5 epruvete (T700)
Pe direcție transversală, rezultatele sunt similare cu rezultatele testului anterior, chiar dacă pe direcție longitudinală există mari diferențe. Rezultatele încercărilor pe direcție longitudinală și transversală se regasesc în tabelele 4.11 și 4.12.
Rezultatele testelor la tracțiune pentru materialul compozit pe baza de fibră de carbon T 700 arată o tensiune la rupere (masurată) ridicată (valorea medie 276 MPa) și o deformație la rupere de 2,74 mm. Comparând cu rezultatele obținute pentru fibra de carbon pe bază de Sigrafil, se poate concluziona că materialul compozit pe bază de T 700 este mai puțin flexibil , rezistă la o sarcină axială mai mică. Având în vedere caracterul solicitării (tracțiune) aceasta diferență poate fi pusă pe caracteristicile fibrei dar mai ales pe legatură dintre straturi. Cu cât numărul de straturi este mai mic și cu cât fibra este mai densă, cu atât legătura dintre straturi este mai puternică iar defectele de construcție, mai puține. Caracteristicile fibrei de carbon sunt cele care îmbunătățesc materialul compozit la solicitarea de tracțiune.
Ruperea epruvetelor pe baza de T700 este explozivă și în general ruperea are loc în zona de testare. S-a observat ca ruperea epruvetelor a produs schije ascuțite dupa testare ceea ce arată că raportul, 60% fibre de carbon / 35% matrice, nu este corect pentru acest material.
Pe baza rezultatelor testelor la tracțiune pe direcție longitudinală (Tab.4.11) și transversală (Tab. 4.13), rezultă coef. lui Poisson prin raportarea modulelor corespunzătoare deformațiilor specifice minime/maxime:
Tabel 4.13: Determinarea coef. lui Poisson pentru materialul compozit T 700
Figura 4.25: Epruvete T 700 înainte și după testare la tracțiune
Figura 4.26: Tipul de rupere al epruvetelor T 700 (a) și delaminarea acestora (b)
În figura. 4.25 sunt expuse epruvetele după testarea la tracțiune, unde se poate observa locația ruperii în zona de testare , tipul de rupere al epruvetelor (Fig. 4.26 a) dar și delaminarea acestora (Fig. 4.26 b). Pe straturile exterioare ale epruvetelor apare delaminarea, legătura dintre fibre și matrice fiind mai slabă. In acest caz delaminarea este mai puternică decât în cazul anterior.
Datele rezultate din testarea la tracțiune vor fi comparate cu datele rezultate din calculele teoretice, verificându-se astfel corectitudinea modelului de calcul ales pentru compozite.
Rezultatele acestor comparații se vor regăsi în concluziile acestui capitol.
Epruvete RT 500 test tracțiune longitudinală
Pentru materialul compozit pe bază de fibră de sticlă, datele experimentale au fost preluate din baza de date a departamentului de materiale al Universității Transilvania.
Rezultatele acestor teste se regăsesc în anexa iar în tabelul 4.14 sunt calculate sarcina maximă, deplasarea maximă, rigiditatea și s-a determinat panta liniară a curbei forță-deformatie.
Din curba tensiune-deformație au fost determinate tensiunile corespunzătoare rezistenței la rupere pentru deformație cuprinsă între 0,05% -0,25%.
Curbele forță-deplasare și curbele tensiune de deformație-deplasare se regăsesc în figurile 4.27-4.31.
Figura 4.27: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.1 (RT 500)
Figura 4.28: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.2 (RT 500)
Figura 4.29: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.3 (RT 500)
Figura 4.30: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.4 (RT 500)
Figura 4.31: Curbele forță-deformatie și tensiune-deformatie pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.5 (RT 500)
Tabel 4.14: Valori calculate pentru epruvete RT 500 la test tracțiune longitudinală
Epruvetele pe bază de fibră de sticlă urmează modelul compoetamental al epruvetelor pe bază de fibră de carbon, diferența fiind valorile mult mai mici rezultate pentru fibra de sticlă.
Un alt aspect important este faptul ca fibra de sticlă se rupe după o cedare graduală a fibrelor pe direcția longitudinală prin apariția mai degrabă a delaminării.
Straturile fibră-matrice alunecă unul față de altul până la un punct maxim cand se produce ruptura.
Așa cum era de așteptat, materialul compozit pe bază de fibră de sticlă are proprietăți inferioare materialelor compozite pe bază de carbon, atât din punct de vedere al rezistenței la rupere cât și din punct de vedere al rigidității, al forței de rupere, al modulului de elasticitate și deformațiilor specifice (Tab.4.15).
Tabel 4.15: Valori măsurate pentru epruvete RT 500 la test tracțiune longitudinală
Pe baza rezultatelor testelor la tracțiune pe direcție longitudinală (Tab.4.15) și transversală (Tab. 4.16), rezultă coef. lui Poisson prin raportarea modulelor corespunzătoare deformațiilor specifice minime/maxime (Tab. 4.17)
De asemenea pe direcție transversală se pot observa rezultatele măsurătorilor epruvetelor și rezultatele calcului și se poate concluziona faptul că pentru fibra de sticlă, pe direcție transversală se poate estima mult mai precis comportarea materialului compozit , rezultatele în cele două cazuri fiind similare.
Asta înseamnă că așezarea fibrelor de sticlă se apropie mult mai tare de modelul ideal considerat.
Termeni precum elasticitatea fibrelor, interacținea dintre fibre și matrice, rezistența și elongața pot fi considerați ca fiind cei care fac diferenta comportamentală între fibra de sticlă și fibra de carbon.
Tabel 4.16: Valori calculate pentru epruvete RT500 la test tracțiune transversală
Tabel 4.17: Valori măsurate pentru epruvete RT500 la test tracțiune transversală
Figura 4.32: Epruvete înainte și după testarea la tracțiune
În figura 4.32 se poate observa ruperea epruvetelor în zona de testare la solicitarea la tracțiune. Ruperea acestor epruvete produce aschii ascuțite asa cum se poate vedea în Fig. 4.33. Coeficientul lui Poisson determinat din datele pe direcție longitudinală și transversală, are valori mai mici comparativ cu cel determinat pentru fibrele de cabon.
Tabel 4.18: Determinarea coef. lui Poisson pentru materialul compozit RT 500
Figura 4.33: Ruperea cu așchii a epruvetelor pe bază de fibră de sticlă
Rezultatele acestor teste arată caracteristicile materialului compozit pe bază de fibră de sticlă. Curbele forță-deformație a celor cinci epruvete sunt relativ asemănătoare având un comportament mai uniform față de fibra de carbon. Pe direcție transversală, datele arată un comportament asemănător cu fibra de carbon, dar cu valori mai mici.
Teste de compresiune
Există mai multe moduri de a realiza testele de compresiune. Dintre cele mai importante se pot enumera:
-încărcare directă la capătul specimenului ASTM D 695 modificat (a)
-încărcarea specimenului la forfecare ASTM D 3410 (b)
-metodă mixtă care le combină pe cele anterioare ASTM D 6641 (c)
Figura 4.34: Metode de introducere a încărcării pentru testele de compresiune
În general, problema care apare în timpul testării la compresiune este apariția fenomenului de flambaj înainte de ruperea specimenului.
Parametrii care influențează rezultatele testului la compresiune sunt:
-metodă de test de introducere a încărcării, geometria specimenului,proprietățile mecanice ale tabului
-testarea în laborator- metodă de realizare a specimenului, metodă de testare hardware
-operator-experiență operatorului, evaluarea rezultatelor
În timpul testelor la compresiune pot să apară mai multe tipuri de cedare a structurii:
-rupere axială (a), rupere prin forfecare (b), zona nod (c), flambaj (d).
Figura 4.35: Tipuri de cedare a fibrelor în timpul testării la compresiune
Procedura de testare la compresiune
Rezultatele încercărilor specimenelor din materiale CFRP sunt destul de rezonabile pentru diferitele metode de testare la compresiune în ceea ce privește modulul de elasticitate.
Apar probleme în cazul folosirii specimenelor ne-susținute de taburi din cauza zdrobirii capetelor și a lipsei alinierii perfecte a echipamentului de testat. Astfel rezultatele nu sunt concludente obținându-se valori cu mult sub ceea ce se aștepta de la aceste tipuri de materiale.
Figura 4.36: Schema masinii de incercat la compresiune
Specimenele petru testarea la compresiune se împart în trei categorii:
-specimene cu distanță între tab-uri scurtă și ne-susținută (Categoria I)
-specimene cu distanță între tab-uri lungă și susținută (Categoria ÎI)
-specimene sandwich (Categoria III)
Specimenele cu distanță scurtă între tab-uri se folosesc pentru măsurarea proprietăților materialelor unidirecționale, în general, și prezintă risc ridicat de flambaj având în vedere că acestea nu sunt susținute suplimentar.
În ceea ce privește specimenul, se măsoară grosimea și lățimea în cel puțin trei secțiuni diferite iar raportul între lungimea sa și rază sa de girație trebuie să fie .
Se înregistrează sarcina de încărcare, tensiunea, locația apariției rupturii, temperatura.
Figura 4.37: Configuratia specimenelor categoria I pentru testare la compresiune
Figura 4.38: Epruvete categoria I înainte și după aplicarea taloanelor foi metalice
Este necesar ca ruptura să aibă loc în zona montării manometrului iar tensiunea de rupere trebuie să fie mai mică decât tensiunea critică de flambaj.
unde l-lungimea zonei de masurare, t- grosimea specimenului
[MPa] (4.2-1)
unde
– tensiunea critică de flambaj, – încărcarea critică la compresiune [N], –lățimea specimenului testat, -modulul de elasticitate longitudinal, -moment de inerție în direcția t,
-lungimea specimenului între gripuri
Tensiunea de deformație σ= [MPa] (4.2-2)
F- forța aplicată [N]
A-sectiune transversală inițială [mm²] (4.2-3)
ε= [mm] (4.2-4)
unde ε-deformația specifică, L-lungimea totală si – lungimea inițiala a zonei de măsurare.
Rezistența la compresiune (4.2-5)
unde –forța maximă de încărcare [N]
Modulul de elasticitate [MPa] (4.2-6)
unde este panta liniară a curbei forță-deplasare
După setul de teste se raportează :
-data și locația testării
-numărul specimenelor încercate și geometria lor
-tipul și configurația mașinii de testat, a extensometrelor, gripurilor
-condiții de temperatură, umiditate relativă, atmosferă
-coef. variației pentru rezistență la compresiune, deformatia specifică echivalentă rezistenței la compresiune, rezistență la rupere, deformatia specifică echivalentă rezistenței la rupere, modulul de elasticitate.
Anexele 1,2,3 de la solicitarea la tracțiune se completează și pentru solicitarea la compresiune respectând informațiile rezultate în urmă testelor de compresiune și astfel se crează anexele 4,5,6 care se referă la rezultatele acestor teste.
Pe masinile de testare la tractiune se pot realiza si testele pentru compresiune si se pot folosi aceleasi sisteme de prindere.
Ceea ce diferă este însă măsurarea tensiunii de rupere la compresiune datorită faptului ca este dificil de montat un manometru sau extensometru deci dificil să se masoare ambele componente ale tensiunii, axială si transversală.
Din acest motiv se consideră coeficientul lui Poisson pentru compresiune ca având o valoare apropiată de coeficientul lui Poisson pentru tracțiune.
Un alt element important al testării la compresiune este dispozitivul de aliniere montat între capul mașinii de testare și grip-urile specimenului.
Epruvete Sigrafil C30 test compresiune longitudinală
Au fost testate epruvete categoria I fără susținere suplimentară iar rezultatele acestor încercări se regăsesc în anexa iar în tabelele 4.18 și 4.19 sunt rezumate sarcina maximă, rigiditatea, deformația epruvetei. Curbele forță-deformație se regăsesc în figurile 4.39-4.43.
Figura 4.39: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.1 (Sigrafil C30)
Figura 4.40: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.2 (Sigrafil C30)
Figura 4.41: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.3 (Sigrafil C30)
Figura 4.42: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.4 (Sigrafil C30)
Figura 4.43: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.5 (Sigrafil C30)
Rezultatele testelor la compresiune pentru epruvetele pe bază de fibră de carbon Sigrafil C30 sunt rezumate în tabelele 4.18 și 4.19 Valorile măsurate sunt comparate cu valorile calculate pentru a putea extrage coeficientul de eroare al modelului de calcul aplicat.
De asemenea au fost calculate tensiunea critică de flambaj, tensiunea de rupere dar și rezistența la rupere a epruvetelor solicitate la compresiune.
Tabel 4.19: Valori calculate pentru epruvetă (C30) la test compresiune longitudinală
Tabel 4.20: Valori măsurate pentru epruvetă (C30) la test compresiune longitudinală
Pentru epruvetele din material compozit pe bază de Sigrafil C 30, testele arată două tipuri principale de rupere: rupere tip nod și rupere tip axială (Fig.4.43)
Figura 4.43: Ruperea epruvetelor pe baza de Sigrafil C30 la compresiune și cele două tipuri de rupere apărute (rupere tip nod respectiv rupere tip axială)
Testele arată pentru seria de cinci epruvete măsurate, proprietăți diferite față de limitele calculate teoretic în condiții ideale. Dacă pentru forța de încărcare maximă valorile calculate și cele măsurate sunt identice, pentru forța maximă de rupere valorile sunt diferite, aceasta diferență fiind dată de teoria care consideră forța maximă de rupere și forța de încărcare maximă ca fiind una și aceeași. Partea experimentală arată însă că cele două forțe pot fi diferite în funcție de structura epruvetei. Chiar dacă epruvetele au fost decupate din aceeași placă, nu există nici un motiv de a considera ca structura lor este aceeași.
Aceasta arată că automatizarea procesului prin care se obțin componente din materiale compozite, este necesară.
O altă caracteristică importantă în comparație este rezistența la compresiune. Valorile calculate si măsurate sunt diferite cauza fiind legătura dintre fibre și matrice, legatură care nu poate fi surprinsă de calculul teoretic.
Calculul tensiunii critice de flambaj și a tensiunii de deformație, verifică corectitudinea metodei de măsurare. În acest caz calculul arată la flambajul poate să apară peste valori medii de 800 MPa iar apariția cedării epruvetei poate să apară peste valori medii de 123,5 Mpa.
Valorile rezistenței la compresiune calculate (256,2 MPa) și măsurate (153.5MPa) arată ca aceste specimene respectă condițiile de calcul teoretic.
Pentru rigiditate, tensiunea critică de flambaj și modulul de elasticitate, rezultatele provenite din măsurare prezintă un factor de corecție de k=1.04. Pentru forța maximă de rupere și pentru tensiunea de deformatie la compresiune, factorul de corecție este k=0,8 iar pentru rezistența la compresiune factorul k=0,6.
Aceasta arată că deși rigiditatea determinată experimental este mai mare decat cea teoretică, rezultatele obținute experimental sunt inferioare celor teoretice, adică, modelul teoretic nu poate surprinde toate aspectele comportării materialului compozit în realitate.
Epruvete T 700 test compresiune longitudinală
Specimenele cu distanță scurtă între tab-uri se folosesc pentru măsurarea proprietăților materialelor unidirecționale, în general, și prezintă risc ridicat de flambaj având în vedere că acestea nu sunt susținute suplimentar.
Figura 4.45: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.1 (T700)
Figura 4.46: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.2 (T700)
Figura 4.47: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.3 (T700)
Figura 4.48: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.4 (T700)
Figura 4.49: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.5 (T700)
Rezultatele testelor la compresiune pentru epruvetele pe bază de fibră de carbon T700 sunt rezumate în tabelele 4.20 și 4.21 . Valorile măsurate sunt comparate cu valorile calculate pentru a putea extrage coeficientul de eroare al modelului de calcul aplicat.
Tabel 4.21: Valori calculate pentru epruvetă T700 la test compresiune longitudinală
Tabel 4.22: Valori măsurate pentru epruvetă T700 la test compresiune longitudinală
De asemenea au fost calculate tensiunea critică de flambaj, tensiunea de rupere dar și rezistența la rupere a epruvetelor solicitate la compresiune.
Figura 4.50: Ruperea epruvetelor pe baza de T700 la compresiune și cele trei tipuri de rupere apărute (rupere tip nod,rupere prin flambaj și axială)
La epruvetele din material compozit pe bază de T700, calculul arată, conform valorilor tensiunii de deformație (113,3MPa), rezistenței la compresiune (226,5 MPa) și tensiunii critice la flambaj (215MPa), posibilitatea apariției flambajului.
Măsurătorile experimentale arată însă existența unui prag de siguranță până la apariția flambajului.
Din punct de vedere al coeficientului de corecție, se păstrează k=1,04 pentru rigiditate, modulul de elasticitate și tensiunea critică de flambaj, k=0,5 pentru rezistența la compresiune, k=0,8 pentru tensiunea de deformație la compresiune.
Se poate spune că pentru materiale compozite diferite, coeficientul de corecție este același.
Epruvete RT 500 test compresiune longitudinală
Au fost testate epruvete categoria I fără susținere suplimentară iar rezultatele acestor încercări se regăsesc în anexa iar în tabelele 4.23 și 4.24 sunt rezumate sarcina maximă, rigiditatea, deformația epruvetei. Curbele forță-deformație se regăsesc în figurile 4.51-4.55.
Figura 4.51: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.1 (RT500)
Figura 4.52: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.2 (RT500)
Figura 4.53: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.3 (RT500)
Figura 4.54: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.4 (RT500)
Figura 4.55: Curba forță-deformatie la compresiune pe direcție longitudinală pentru epruveta nr.5 (RT500)
Tabel 4.23: Valori calculate pentru epruvetă RT500 la test compresiune longitudinală
Tabel 4.24: Valori măsurate pentru epruvetă RT500 la test compresiune longitudinală
Epruvetele din materiale compozite pe bază de fibră de sticlă RT 500 au un comportament asemănător celor pe bază de fibră de carbon însă rezultatele testelor experimentale și a celor teoretice arată că aceste tipuri de materiale sunt mai previzibile comportamental decât cele pe bază de carbon, din punct de vedere al calculului.
Figura 4.56: Deformația epruvetelor pe baza de fibră de sticlă RT 500
Teste de încovoiere
Standardele care reglementează testele la încovoiere ale materialelor compozite sunt ASTM D 790 M, CRAG 2782 si ISO 14125. Diferențele majore dintre primele două standarde au fost înlaturate de ISO care a reglementat dimensiunile specimenului, rata de încărcare, diametrele cilindrilor support si a celor de presiune, distanta dintre cilindrii etc.
Pentru solicitarea la încovoiere există două metode uzuale :
-metoda de testare la încovoiere în trei puncte (Fig.4.57)
-metoda de testare la încovoiere în patru puncte (Fig.4.58)
Fig. 4.57:Testare la îndoire în trei puncte Fig.4.58:Testare la îndoire în patru puncte
Încarcare specimenului (a) Încarcarea specimenului
Diagrama fortei de forfecare (b) Diagrama fortei de forfecare
Diagrama momentului de îndoire (c) Diagrama momentului de îndoire
Specimenul este solicitat ne-uniform, tracțiune la nivelul suprafeței inferioare, compresiune la nivelul suprafeței superioare și forfecare interlaminara la nivelul secțiunii centrale a specimenului.
La metodă de testare în trei puncte, forța maximă de îndoire apare în centrul secțiunii grinzii solicitate și crește liniar spre punctele de sprijin.
Dacă se admite că proprietățile materialului sunt uniforme de-a lungul grosimii specimenului (material isotropic) atunci solicitarea la tracțiune este egală cu solicitarea la compresiune și se poate exprimă cu relația :
(4.3-1)
unde M-este momentul la încovoiere, b-lățimea specimenului, h-grosimea specimenului
Solicitarea la forfecare are o distribuție parabolică cu maximul la nivelul axei centrale și 0 la nivelul suprafețelor inferioară și superioară.
(4.3-2)
unde Fs este forță de forfecare.
Pentru a evidenția comportarea specimenului la încovoiere, se înregistrează încărcarea aplicată și tensiunea care rezultă. Tensiunea poate fi măsurată cu ajutorul extensometrelor montate pe suprafață solicitată la tracțiune. Momentul de îndoire depinde de sarcina aplicată și de geometria specimenului.
Rezistență la încovoiere este solicitarea la care suprafață specimenului cedează.
Rezistență este calculată folosind momentul de îndoire maxim corespunzător încărcării de rupere, tensiunea fiind determinată cu ajutorul relației (4.3-1) și diagrama forță-tensiune se poate obține.
Specimene
Dimensiunile specimenelor (material compozit unidirecțional 0° sau multidirectional, fibră de carbon) folosite pentru testele la îndoire, pentru ASTM D 790, CRAG și ISO 14125 sunt exprimate în tabelul 4.25.
Tabel 4.25: Dimensiunile specimenelor la încovoiere după diferite standarde
În funcție de aceste dimensiuni, rezultatele testelor la îndoire pot să difere foarte mult, însă cel mai important parametru este distanță dintre cilindrii suport.
Procedura de testare
Standardul ISO 14125 prevede dimensiunile posibile ale specimenului supus la îndoire, dimensiunile cilindrilor support și a cilindrilor de presiune, rată de încărcare, distanță între cilindrii etc.
Metodologia de testare a specimenelor din materiale compozite, la încovoiere , este asemănătoare pentru testarea în trei puncte și pentru cea în patru puncte.
Pentru testare, specimenul se așează pe un dispozitiv prevăzut cu doi cilindrii support. Cilindrul de presiune este poziționat central pe specimen și apasă pe acesta până când specimenul cedează. La testarea în patru puncte, presiunea este realizată de doi cilindrii așezați simetric față de axa transversală a specimenului.
Fig.4.59: Dispozitivele de testare în trei puncte (a) și în patru puncte (b)
A fost aleasă metoda de testare în trei puncte în funcție de disponibilitatea echipamentelor de testare și de facilitățile metodei.
Se măsoară lungimea, lățimea și grosimea specimenului. Se marchează suprafață inferioară și superioară a specimenului și se preincarca specimenul. Rata de deplasare al capului de presare al dispozitivului este :
(4.3-3)
unde D este rata de deplasare al capului de presiune [mm/sec], ε-rata tensiunii dorite [mm/mms] (se recomanda sa fie 1×10-3), S-distanta dintre cilindrii suport, h-grosimea specimenului.
Se înregistrează curbă forță –tensiune sau încărcare-deplasare, se notează locația fisurii față de centrul specimenului și se înregistrează modul de rupere.Apoi se verifică validitatea testului și posibilă apariție a zdrobirii sau forfecării specimenului în punctele de sprijin și presiune.
Apoi se calculează parametrii care pot determina comportarea materialului compozit la încovoiere.
Pentru metoda de testare in trei puncte se deterrmina parametrii:
Forța de încovoiere [MPa] (4.3-4)
– forta de tractiune maxima pe suprafata inferioara pentru o incarcare data, P- incarcarea de testare [N], S-distanta dintre cilindrii suport[mm], h-grosimea specimenului[mm], b-latimea specimenului[mm].
Tensiunea de încovoiere [mm/mm] (4.3-5)
– este tensiunea maxima pe suprafata inferioara la o incarcare data, – este deflectia centrului specimenului fata de un punct dat [mm]
Cand este maxim atunci se obtine o tensiune de indoire corespunzatoare rezistentei la incovoiere iar rezistenta de rupere la incovoiere determina o tensiune de incovoiere corespunzatoare la care deflectia este masurată.
Rezistenta de incovoiere [MPa] (4.3-6)
–incarcarea maxima de incovoiere [N]
Rezistenta de rupere [MPa] (4.3-7)
–incarcarea de rupere la incovoiere [N]
Modulul de elasticitate la incovoiere este [MPa] (4.3-8)
m- este panta curbei forta/deflectie.
Echipamentele necesare la testare
Testarea la încovoiere s-a efectuat în laboratorul de încercări al Stabilus România pe echipamentul Zwick (Fig. 4.60). Viteza de testare s-a setat la 1mm/min, distanța dintre cilindrii suport a fost setată la 80 mm.
Specimenul a fost pretensionat pentru a asigura fixarea acestuia pe dispozitivul de testare.
Softul a redat valorile pentru deflecția maximă la forța maximă și curba forță-deflecție care suprinde cedarea specimenului.
Un factor important în analiză îl constituie rigiditatea la îndoire care arată capacitatea materialului compozit de a se deforma fără a se rupe.
Fig.4.60: Dispozitivul Zwick de testare la încovoiere
Utilizând această configurație, se vor cele trei tipuri de materiale compozite, analiza rezultatelor fiind realizată la sfârșitul capitolului.
Pentru a putea face testele la încovoiere și pentru a calcula termenii de interes la această solicitare, va fi considerată teoria geometriei deformațiilor în care este descrisă deflecția mică a plăcilor.
Epruvete din Sigrafil C30 test încovoiere
Au fost testate 5 epruvete în condițiile prezentate anterior iar rezultatele au fost sistetizate pe un singur grafic pentru o analiză comparativă eficientă (Fig. 4.61)
Rezultatele acestor teste se regăsesc în tabelul 4.26 în care se regăsesc atât valorile calculate folosind relațiile 4.3-4/4.3-8 cât și valorile măsurate pentru rezistența la încovoiere, rezistența la rupere, modulul de elasticitate, deformația la încovoiere și rigiditatea la îndoire.
Fig.4.61: Curbele forță-deflecție la încovoiere pentru epruvetele pe bază de Sigrafil C30
Tabel 4.26: Valori calculate/măsurate pentru epruvete Sigrafil C30 la test de încovoiere
Rezultatele (Tab. 4.26) arată valori ridicate pentru rigiditatea la îndoire. Această valoare arată capacitatea materialului compozit de a permite îndoirea fără să se rupă. Folosindu-ne de datele măsurate, modulul de elasticitate, forța maximă de încovoiere, deflecția, se poate calcula care este rigiditatea la îndoire a materialului compozit. Există mai multe modalități de rezolvare a acestui termen, ecuația lui Navier, ipoteza lui Kirchoff, dar în acest caz a fost aleasă a doua soluție care se apropie mai mult conceptual de teoria de îndoire a grinzilor.
Fig.4.62: Epruvete (Sigrafil C30) pentru încovoiere, înainte și după testare
Figura 4.62 arată epruvetele din material compozit pe bază de fibră de carbon Sigrafil C 30, înainte și după testarea lor. Așa cum se observă, cedarea are loc în zona de testare, în punctul în care forța de încovoiere a fost aplicată. De specificat că o parte dintre epruvete au cedat fără a produce așchii.
În figura 4.63 pot fi observate tipurile de rupere a epruvetelor la încovoiere. Așa cum arată fig.4.63, cedarea epruvetei are loc în două etape: prima, în care are loc o smulgere a fibrelor în zona de presiune, pe suprafața inferioară urmată de o rupere plastică. Acest fapt poate fi cauzat de impregnarea neuniformă a fibrelor din partea inferioară a epruvetei.
Fig.4.63: Tipuri de rupere a epruvetei (Sigrafil C30) la încovoiere
Pentru a studia structura acestor epruvete s-a realizat analiza metalografică (Fig. 4.64) a acestora folosind echipamentul din figura 4.14. Se poate observa structura cu foarte puține defecte și analizând secțiunea acestora după rupere, se pot observa zonele în care impregnarea nu este uniformă și smulgerea fibrelor. De asemenea, în zona imediat apropiată zonei de rupere se poate observa delaminarea epruvetei pe suprafața exterioara a acesteia.
Fig.4.64: Analiza metalografică a epruvetelor Sigrafil C 30 după testare la încovoiere
Epruvete din Toray T700 la test încovoiere
Rezultatele acestor teste se regăsesc în tabelul 4.27 în care se regăsesc atât valorile calculate folosind relațiile 4.3-4/4.3-8 cât și valorile măsurate pentru rezistența la încovoiere, rezistența la rupere, modulul de elasticitate, deformația la încovoiere și rigiditatea la îndoire.
Fig.4.65: Curbele forță-deflecție la încovoiere pentru epruvetele pe bază de T 700
În tabelul 4.27 se regăsesc valorile calculate și masurate pentru testul la încovoiere a epruvetelor pe bază de fibră de carbon T700. Rezultatele sunt foarte asemenătoare cu cele anterioare, fapt ce atestă că pe direcție tranversală, proprietățile diferitelor fibre sunt similare.
Tabel 4.27: Valori calculate/măsurate pentru epruvete Toray T700 la test de încovoiere
Comparativ cu materialul anterior, acesta prezintă un grad de rigiditate mai mic dar deformația la încovoiere este mică. Prin urmare, deși e mai putin rigid, acest material permite o deformație mai mică, legătura fibra-matrice, pe această direcție, este superioară.
Fig.4.66: Epruvete (T700) pentru încovoiere, înainte și după testare
În figura 4.66 se regăsesc epruvetele din material compozit pe bază de fibră de carbon T 700, înainte și după testare. Cedarea acestor epruvete au loc în zona de testare în punctul în care este aplicată forța de încovoiere.
Comportarea acestor epruvete este similară cu comportarea epruvetelor pe bază de Sigrafil C30, diferența constând în faptul că epruvetele pe bază de T700, produc așchii la rupere, asa cum se poate observa în figura 4.67.
Fig.4.67: Tipuri de rupere a epruvetei (T700) la încovoiere
De asemenea se poate observa aceeași tendință de rupere a epruvetelor în două stagii: de întindere maximă până la smulgerea fibrelor urmată de o rupere care formează așchii.
Fig.4.68: Analiza metalografică a epruvetelor T700 după testare la încovoiere
Analiza din figura 4.68 arată o structură cu defecte (goluri de aer, lipsa impregnării) a acestor epruvete. Aceste defecte pot fi cauza apariției așchiilor la rupere făcând comparația cu epruvetele din Sigrafil C 30 a căror structură este mai compactă.
Cu cât epruvetele sunt mai unform impregnate cu rășină și cu cât prezință mai puține defecte de producție, cu atât se minimalizează posibilitatea apariției așchiilor la rupere.
Epruvete din fibra de sticlă RT 500 la test încovoiere
Rezultatele acestor teste se regăsesc în tabelul 4.28 în care se regăsesc atât valorile calculate folosind relațiile 4.3-4/4.3-8 cât și valorile măsurate pentru rezistența la încovoiere, rezistența la rupere, modulul de elasticitate, deformația la încovoiere și rigiditatea la îndoire.
Fig.4.69: Curbele forță-deflecție la încovoiere pentru epruvetele pe bază de RT500
Așa cum arată rezultatele, fibra de sticlă are o deformație la încovoiere mai mare (0,08mm) datorită rigidității la îndoire mult inferioară fibrei de carbon.
Epruvetele pe bază de fibră de sticlă au valori ale forței la încovoiere mai mici (max. 230N) comparativ cu cele pe bază de fibră de carbon. Dacă, în general, parametrii calculați și măsurați, au valori apropiate, rigiditatea la îndoire pentru valori măsurate are valori mult mai mari față de cele calculate.
Tabel 4.28: Valori calculate/măsurate pentru epruvete RT500 la test de încovoiere
În figura 4.70 se regăsește tipologia de rupere a acestor epruvete la încovoiere. Este dificil de determinat care este ponderea pe care o are legătura dintre fibre și matrice, caracteristica componentelor.
Comparativ cu fibra de carbon, fibra de sticlă prezintă prezintă o deformație la incovoiere cu 11% mai mare iar în ceea ce privește rigiditatea la încovoiere, aceasta este cu 18% mai mică.
Totuși ruperea epruvetelor din fibră de sticlă este diferită de ruperea celor din carbon, legătura dintre fibre și matrice fiind una mai slabă. Din punct de vedere al tipologiei de rupere, aceste epruvete prezintă o destrămare a fibrelor de sticlă, fără componente solide care să se transforme în așchii.
Fig.4.70: Epruvete (RT500) pentru încovoiere după testare și tipuri de rupere
Concluziile acestor teste sunt:
-fibra de carbon este un material superior din punct de vedere al reducerii deflecției
-un material compozit cu un număr de filamente mai mare, prezintă o rigiditate la încovoiere superioară și o rezistență la rupere mai bună
-distanța dintre suporți este foarte importantă iar această informație poate fi folosită la proiectarea pieselor din materiale compozite. A ține seama de punctele în care structura trebuie să fie fixată, face ca rigiditatea componentei din materiale compozite să fie îmbunătățită.
-comparând fibra de sticlă cu fibra de carbon, se poate spune că tipul de fibre, tipul de matrice și orientarea fibrelor influențează comportarea materialului la încovoiere.
-deși există diferențe între valorile măsurate și cele calculate, se poate estima comportarea materialului compozit în funcție de caracteristicle enumerate mai sus.
– cu cât epruvetele sunt mai unform impregnate cu rășină și cu cât prezință mai puține defecte de producție, cu atât se minimalizează posibilitatea apariției așchiilor la rupere
Optimizarea tehnologiei de formare a consolei coloanei de direcție
Consola coloanei de direcție fixează coloana de direcție pe cadrul mașinii prin cele patru puncte de prindere și împreună cu carcasa coloanei, face legătură între volan și arborele de direcție. Prin intermediul levierului de ajustare are posibilitatea de a regla poziția volanului, sus/jos, înainte/ înapoi. Legătură consolei cu celelalte componente ale coloanei de direcție este redată în figura 5.1
Figura 5.1: Componente sistem de directie VW Golf 6
Am ales drept componentă pentru producție, consola coloanei de direcție a
VW Golf 6. Cerințele care trebuiesc îndeplinite de coloana de direcție au fost extrase din caietul de sarcini al acestui autovehicul:
-Frecvența naturală : vertical > 50 Hz; orizontal > 50 Hz
-Rigiditatea: vertical ≤ 1.6 mm; orizontal ≤ 1 mm
Obiectivul este acela de a dezvoltă componente ale coloanei de direcție având în vedere reducerea la maxim a greutății o dată cu dezvoltarea unui proces de producție economic pentru producția de serie mare. Punctul de plecare îl constituie coloana de direcție standard din oțel.Două componente se regăsesc în majoritatea coloanelor de direcție, și anume, consola coloanei de direcție, cu geometrie complexă și carcasa coloanei de direcție cu o formă geometrică relativ simplă.
Cele două componente sunt reprezentative din punct de vedere al tensiunii/forțelor și al complexității geometrice.
Carcasa coloanei de directie :
Aceasta este realizată din straturi de metal înfășurate longitudinal și realizează legătură între axul de direcție tubular și volan. Axul de direcție tubular este folosit atât pentru tranferul momentului de torsiune cât și pentru transferul forțelor antrenate de conducătorul auto prin intermediul volanului. Aceste forțe și momente de torsiune pot fi de ordinul sutelor de N sau KN în cazul unui impact.
Analiza tensiunilor este punctul de pornire în dezvoltarea unui design optim în paralel cu o tehnologie de fabricație economică.
Analiza este realizată ținând cont de forțele de compresiune și tensiunile de forfecare care apar în componentă datorită forțelor radiale și momentului de îndoire exercitate la nivelul volanului. De asemenea trebuie luată în calcul încărcarea rulmenților.
În prezent piesele din CFRP se obțin din preformuri care trebuiesc tăiate pe conturul piesei.
O alternativă este folosirea procesului RTM care folosește injecția de rășină într-o matrița însă acesta este un proces care necesită încă folosirea preformului.
Folosirea procesului de pultruziune este un pas important datorită gradului mare de automatizare permis, datotita evitării unor componente semi-finisate și datorită posibilității folosirii fibrelor de carbon lungi și continue care au un preț avantajos.
Acestea sunt desfășurate de pe bobină de asamblare, trec printr-o baie de rășină și ajung apoi direct pe matrița de pultrusiune. Această rășină se întărește în matrița și rezultă negativul formei profilului dorit. Profilul rezultat este tras în continuu afară din matrița și tăiat pe lungimea și profilul dorit. Procesul de pultrusiune permite realizarea unor componente cu fibre orientate axial. Apoi prin intermediul procesului de înfășurare se pot obține tuburi.
Figura 5.2: Desen CAD- carcasa coloanei de direcție în funcție de procesul de fabricație
Consola coloanei de directie:
Consola coloanei de direcție are că principal scop asigurarea legăturii între coloana de direcție și vehicul și de a transfera forțele de la volan care acționează asupra consolei prin carcasa coloanei, la vehicul. De asemenea ajustarea pe verticală și orizontală se realizează cu ajutorul unui mecanism fixat pe consola coloanei de direcție. Forțele de fixare introduse în consolă, prin levierul și boltul de fixare, sunt factori principali în încărcarea complexă la care este supusă consola.
La această variantă de coloană de direcție cu carcasa coloană ortogonală și unitatea specială de prindere a acesteia, trebuie să se determine optim pentru proiectare diferitele forțe și direcții de acționare cu ajutorul MEF. Se vor determina astfel forma optimă și construcția straturilor. Pentru calcule de frecvență proprie și rigiditate se vor utiliza forțe mici până la maxim 600 N. Marile forțe statice de până la 10.000 N axial și 6.000 N vertical au fost determinate din crash-teste dinamice prin reconvertire în sarcini statice. Aceste valori au fost utilizate pentru examinări ale rezistenței componentelor. La asemenea sarcini asupra unității de prindere închise, acționează forțe de prindere între 3.500N și 4.200 N. Simulările dinamice de coliziune a autovehiculelor permit să se ia în considerare aceste forțe și accelerații de valori ridicate la proiectarea unor componente structurale [3].
Ca și la carcasa coloanei de direcție, consola coloanei de direcție va fi analizată luând în calcul trei tehnologii de fabricație : autoclav, RTM și pultruziune+înfășurare. S-au desprins tehnologiile de fabricație cu autoclav, RTM și pultruziune cu înfășurare spațială, dedusă din tehnologia cu înfășurare clasică.
Figura 5.3: Desen CAD- consola coloanei de direcție în funcție de procesul de fabricație
Pentru a dezvolta consola coloanei de direcție din materiale compozite, s-a folosit metodologia de dezvoltare al produsului din figura 5.4, luând în considerare optimizarea matriței de obținere a consolei, optimizarea procesului de înfășurare, al dispozitivului de decofrare. Un punct important al analizei l-a constituit dezvoltarea unui model de calcul care să coincidă cu rezultatele testelor experimentale și cu rezultatele analizei MEF.
Figura 5.4: Metodologia de dezvoltare a unui produs
Procedee de obținere a consolei coloanei de direcție din materiale
compozite
Pentru obținerea coloanei de direcție, din materiale compozite, au fost folosite trei procedee de fabricație : prepreg și autoclavă, RTM și noul procedeu de înfășurare spațială.
Acesta din urmă a fost dezvoltat din punct de vedere al calculului, testării și optimizării procesului de înfășurare propriu-zis.
Procedeul de fabricație prin autoclavă
Acesta necesită cel mai mare volum de muncă având în vedere debitarea și depunerea manuală a straturilor de pre-preg.
Formele de pre-preg-uri croite se așează manual într-o jumătate de formă din aluminiu, această se închide formând un întreg cu cealaltă jumătate în care au fost așezate straturi de pre-preg iar apoi se aplică presiune prin vacuum utilizând forme tubulare speciale pentru formă dorită.
Figura 5.5: Desfășurarea procesului prin autoclav-prezentare generală
Deși modelul CAD arată o reducere substanțială a greutății în comparație cu consola din oțel, celelalte condiții impuse de caietul de sarcini, privind frecvența proprie și rigiditate, nu sunt îndeplinite.
Figura 5.6: Consola și carcasa coloanei obținute prin autoclavă
Pentru procesul de producție prin autoclavă, simulările FEM au arătat că această consolă obținută prin acest proces, îndeplinește cerințele din caietul de sarcini, dar măsurătorile reale și testele pentru rigiditate și frecvența naturală arată că nu sunt îndeplinite cerințele din caietul de sarcini. Asta se întâmplă din cauza dificultății de a introduce date în programul FEM care să exprime cât mai apropiat comportarea materialului compozit.
Figura 5.7: Analiza FEM pentru consola obținută prin autoclavă
Figura 5.8: Comparație între rezultatele analizei FEM, măsurătorile componentelor din oțel și măsurătorile componentelor din materiale compozite (autoclavă) privind frecvența proprie și rigiditatea coloanei de direcție
Montajul coloanei de directie : pentru montajul coloanei se demontează grupe constructive de la o coloană de direcție de serie și se remontează pe noua coloană care contine componentele din CFRP. În acest scop se poate demonta și înlocui carcasa din oțel cu o carcasa CFRP, restul componentelor fiind de serie, la fel și configurația coloanei.
Figura 5.9: Montajul coloanei de directie pentru componentele obtinute prin autoclavă
Procedeul este ideal aplicabil pentru serii mici de până la 1’000 buc / an iar costurile de producție și cele ale componentelor sunt comparabile cu cele ale prototipurilor din oțel sau alumuniu la același număr de bucăți.
Procedeul de fabricație prin transfer de rășină (RTM)
Prezentarea generală a pașilor de obținere a celor două componente este realizată în imaginea de mai jos.
Figura 5.10: Desfășurarea procesului RTM – prezentare generală
Pentru realizarea carcasei se folosesc două procedee: împletirea tubulară prin folosirea a 32 de fibre cu înclinare 0°. Apoi cu ajutorul unei matrițe din aluminiu acest tub împletit este impregnat prin RTM cu rășină.
Pentru realizarea consolei se folosește o matrița din aluminiu în care sunt așezate cele patru componente ale consolei, două părți laterale, puntea față și puntea spate.
Cele 4 preform-uri au fost așezate în scula iar părțile sculei închise. Etansarea la vacuum și față de rășină epoxidică s-a făcut cu garnituri cu silicon. Procesul se desfășoară analog cu cel de la carcasa coloana.
Tabel 5.1: Timpul de producție – proces RTM
Pentru a avea o imagine asupra timpilor de producție, pregătirea materialelor și a procesului de fabricație, în tabelul de mai jos sunt exemplificate etapele pentru realizarea componentelor Structura consolei este cu mult mai complexă, pe lângă orientarea fibrelor șe modifică și grosimea pereților. Grosimile de material sunt realizate complet cu straturi TFP, de aceea greutatea consolei si carcasei obtinuta prin RTM este cu 222g mai mare decat cea obținută prin autoclavă.
Pentru calculele cu MEF s-au selectat următoarele condiții marginale:
-Masa de substituție a volanului = 3,58 kg (Serie)
-Tubulatura interioară -oțel (Serie)
-Caracteristici de material pentru împletitura CFRP- reduse funcție de unghiul de împletire cu 10-30%
Figura 5.11: Rezultatele analizei FEM pentru coloana de direcție cu componente obținute prin procesul RTM
Figura 5.12: Comparație între rezultatele analizei FEM, măsurătorile componentelor din oțel și măsurătorile componentelor din materiale compozite (RTM),privind frecvența proprie și rigiditatea coloanei de direcție
Ambele procese RTM au fost realizate după anumite ajustări inițiale, consola fiind prea complexă și laborioasă. Fibrele cu așezare 0° provoacă valuiri în material datorită tensionării, acest efect scăzând rigiditatea coloanei de direcție.
Montajul coloanei de direcție : pentru montajul consolei se demontează grupe constructive de la o coloană de direcție de serie și se remontează pe noua consolă care conține componentele din CFRP. În acest scop se poate demonta și înlocui consola din oțel cu o consolă CFRP, restul componentelor fiind de serie, la fel și configurația coloanei.
Figura 5.13: Montajul coloanei de direcție cu carcasa și consola din materiale compozite (RTM)
Procedeul are un potențial de automatizare ridicat, se pot realiza cicluri de producție de <3 min / bucată. Economicitatea există pentru serii mici de până la 10’000 bucăți/an.
Procedeul de fabricație prin înfășurare spațială
Cele două tehnologii de fabricație, pultruziune pentru carcasa coloanei și procedeul înfășurării spațiale pentru consola coloanei, sunt principial diferite. Din acest motiv componentele sunt tratate separat.
În cazul nostru, interesul este axat pe procedeul de înfășurare spațială pentru obținerea unor piese mici cu geometrie complexă, așa cum este consola coloanei de direcție.
Figura 5.14: Prezentarea proceselor de pultruziune (carcasa) și înfășurare spațială (consola)
Procesul de fabricație prin înfășurare spațială necesită următoarele componente :
-Fibră de carbon –roving 24K
-Matrice- rășină+coagulant
-Baie de impregnare cu rășină
-Sistem de ghidare al fibrei impregnate
-Roboți
-Matrița
-Inserturi din oțel respectiv aluminiu
-Cuptor pentru controlul procesului de polimerizare
Procesul de înfășurare spațială este optimizarea procesului de înfășurare clasic, diferența majoră fiind aceea că procesul de înfășurare spațială permite mișcarea 3D.
Fibră de carbon trece prin baia de impregnare unde se umectează, apoi trece prin cilindrii de stoarcere astfel încât să nu rămână surplus de rășină pe fibră. Apoi fibra impregnată trece prin ochetul sistemului de ghidare, care este susținut de robotul manipulator care realizează mișcarea de înfășurare. Acesta are rolul de a așeza fibrele pe aceeași direcție pe matriță. Matrița este susținută de robotul suport. Cei doi roboți au mișcarea corelată, astfel încât fibra este înfășurată pe matriță după un program bine stabilit privind numărul de treceri, viteză de înfășurare, planul de înfășurare etc.
Figura 5.15: Etapele și componentele necesare procesului de înfășurare spațială
Figura 5.16: Consola și carcasa coloanei de direcție obținute prin procesul înfășurării spațiale
Tabel 5.2: Timp de producție – înfășurare spațială
În ceea ce privește înfășurarea spațială, datorită inserturilor metalice, consola este o construcție hibridă foarte complexă pentru că pe lângă schimbarea orientării fibrelor, trebuie să ținem seama și de inserturi. A fost acceptată existența suprapunerilor dar acestea au influență slabă în analiză structurii.
Figura 5.17: Analiza FEM pentru consola obținută prin înfășurare spațială
Figura 5.18: Comparație între rezultatele analizei FEM, măsurătorile componentelor din oțel și măsurătorile componentelor din materiale compozite (Înfășurare spațială) privind frecvența proprie și rigiditatea coloanei de direcție
Montajul coloanei de direcție : Procedura de montaj este identică cu cea prezentată la procesul RTM. Înfășurarea spațială este adecvată pentru producția de serie mare, >50‘000 buc./an.
Figura 5.19: Montajul coloanei de direcție cu carcasa și consola din materiale compozite (Înfășurare spațială)
Evaluarea procedeelor de obținere a pieselor din materiale compozite
Concluzia rezultată din analiză celor trei procedee arată importantă dezvoltării unui procedeu de fabricație care să țină seama atât de calitatea pieselor obținute dar și de costuri reduse, timpi de fabricație optimizati și automatizarea procesului.
Tabel 5.3: Evaluarea procedeelor de fabricație după diferite criterii
Procedeul de formare prin înfășurare spațială prezintă marele avantaj al așezării fibrelor pe direcția forțelor. Prin automatizarea procesului se poate obține un timp de fabricație redus, ceea ce face că acest proces să devină unul potrivit pentru fabricatia de serie mare.
Compararea procedeelor de fabricație vizavi de greutatea câștigată pe componente arată că cea mai mare reducere de greutate se obține la procedeul de fabricație cu autoclav, adică 1 kg respectiv 81%. Cea mai redusă economie de greutate se obține cu procedeul de pultruziune-înfășurare spațială. Consola are datorită insert-urilor o masă de 325 g, cea mai mare dintre variantele analizate.
Inserturile sunt necesare pentru a asigura rigiditatea necesară consolei coloanei de direcție. Fixarea acestora în structura consolei trebuie să țină seama de fluxul de forțe care acționează asupra structurii în zona inserturilor, de legătură între metal și materialul compozit. De asemenea evitarea coroziunii este un punct important în dezvoltarea design-ului consolei din materiale compozite.
Tabel 5.4: Reducerea de greutate în funcție de procedeul de fabricație
Elementul de succes al construcțiilor ușoare cu materiale compozite din mase plastice armate cu fibre rezultă din obținerea unor avantaje economice, echivalente cu reducerile de greutate. În tabelul se prezintă principalele criterii de costuri care permit o comparare calitativă a procedeelor de fabricație. Intervalul de timp necesar producției se referă la componentele coloanei de direcție analizate, caracasa coloanei și consola coloanei de direcție.
Tabel 5.5: Estimarea costurilor pentru procedeele de fabricație studiate
Din punct de vedere al costurilor, cel mai bun punctaj îl are procedeul de înfășurare spațială datorită automatizării procesului și echipamentelor minimaliste necesare obținerii pieselor
Evoluția conceptului pentru obținerea consolei de direcție din materiale compozite
Pentru o dezvoltare corectă a componentelor din materiale compozite care să poată înlocui componentele din oțel, într-un ansamblu de serie, se pleacă de la componenta de serie și de la caracteristicile pe care aceasta trebuie să le îndeplinească. Pentru aceasta, ansamblul coloanei de direcție PQ 35 GP a unui VW Golf 6 a fost dezasamblat, componentă cu componentă, pentru a studia rolul fiecărei componente din acest ansamblu.
Figura 5.20: Componentele coloanei de direcție PQ35GP- VW Golf 6
Dintre toate aceste componente, cele care sunt cele mai disponibile de înlocuit cu efecte mari asupra greutății totale a coloanei de direcție, carcasa și consola coloanei de direcție au fost alese ca fiind cele mai potrivite pentru dezvoltare.
Principiul de la care s-a plecat a fost înlocuirea consolei coloanei de direcție clasice, cu o consolă din materiale compozite, mult mai ușoară, care să corespundă cerințelor din caietul de sarcini privind rigiditatea și frecvența proprie, la un preț avantajos.
Inițial s-a plecat de la un design de principiu și s-a calculat numărul de treceri necesar pentru a obține dimensiuni de 20mm/ 10mm în funcție de materialul de ranforsare și matrice.
Au fost analizate trei versiuni plecând de la producția manuală până la automatizarea completă a procesului. Pentru aceasta au fost realizate console din materiale compozite, utilizând diferite materiale și tehnologii. Teza de doctorat a dlui. Heitz, a scos în evidență avantajele procesului de înfățurare spațială, iar în ceea ce urmează vor fi prezentate etapele dezvoltării consolei din materiale compozite.
În etapa de dezvoltare preliminară s-au luat în considerare aspecte legate de :
-componente de interes din materiale compozite pentru dezvoltatorii de autovehicule
-care sunt cerințele caietului de sarcini impuse de dezvoltator
-determinarea lanțului de testare și simulare
-dezvoltare design și concepte
Versiunea 1 a consolei coloanei de direcție-înfășurare manuală
Înainte de determinarea geometriei pentru noua consolă au fost enumerate mai multe idei de bază pentru dezvoltarea componentelor din materiale compozite:
-dezvoltarea unor tehnologii care să permită obținerea unui număr ridicat de componente
pentru producția de serie mare
-cost competitiv cu componentele de serie
-realizarea unor tehnologii flexibile pentru realizarea ușoară a diferitelor concepte
-integrarea ușoară a noilor componente în ansamblul de serie
-stabilirea materialelor pentru matrițe, a materialelor de armare și a rășinilor folosite
-automatizarea întregului process de producție
-testarea pieselor obținute
Figura 5.21: Consola clasică din oțel și schița consolei din materiale compozite
Pentru a fixa coloana de direcție pe caroseria autovehiculului avem nevoie de realizarea unor inserturi metalice integrate în structura compozită, care au rol și de asigurare a rigidității în ansamblul consolei.
Figura 5.22: Inserturile metalice pentru consola (versiunea 1) coloanei de direcție
Inserturile axiale și cele suport sunt realizate din aluminiu pentru a conferi o greutate optimă a consolei și pentru a asigura rigiditatea. Tot din motive de rigiditate, inserturile foi au fost realizate din oțel, forțele transversale care acționează în acea zonă fiind mari.
Scula/matrița : Matrița a fost realizată din aluminiu, este prevăzută cu o placă centrală pe care sunt montate plăcile prevăzute cu canale în care mănunchiul de fibre este așezat prin înfășurare manuală. Plăcile de presiune fixate prin șuruburi de strângere, realizează prin pressare, formă dorită a consolei.
Figura 5.23: Matrița din aluminiu pentru consola versiunea 1- Înfășurare manuală
Etapele procesului de producție: în acest caz, înfășurarea a fost realizată manual, după ce fibra de carbon a fost trecută prin baia de impregnare cu rășină. În această versiune nu a fost folosit nici un dispozitiv de stoarcere fibrelor de rășina în exces. Pentru a obține dimensiunile dorite, conform matriței, a fost realizată înfășurarea manuală, mănunchiul de fibre impregnate umple canalele plăcilor suport. Apoi plăcile de presiune au fost închise cu ajutorul șuruburilor de strângere și tot ansamblul a fost introdus la cuptor pentru un ciclu de polimerizare conform cu cerințele producătorului de matrice.
Rezultate teste: asupra unei structuri de tip grindă (beam) s-a aplicat o forță atât în plan vertical cât și orizontal (F=500N). Analiza FEM a arătat următoarele rezultate :
Figura 5.24: Structura consolei din materiale compozite – versiunea 1
Structura astfel obținută prezintă o serie de goluri si denivelări. Acestea nu au putut fi surprinse in calculul FEM.
Figura 5.25: Rezultatele analizei FEM, în plan orizontal, pentru structura consolei versiunea 1
În plan orizontal, perpendicular pe direcția fibrelor, deplasarea maximă la o solicitare de 500 N este aproximativ 0,53 mm iar în plan vertical , deplasarea maximă ajunge la valoarea de 0,3 mm. De asemenea simularea FEM nu surprinde comportarea reală a consolei.
În ceea ce privește cerințele caietului de sarcini, frecvența proprie orizontală nu a fost îndeplinită deși valoarea obținută nu este critică. De asemenea rigiditatea nu are valorile indicate în caietul de sarcini.
Figura 5.26: Rezultatele analizei FEM, în plan vertical, pentru structura consolei versiunea 1
Figura 5.27: Comparație între rezultatele analizei FEM și rezultatele experimentale pentru rigiditate și frecvență
Problemele apărute la versiunea 1 a consolei coloanei de direcție din materiale compozite au fost legate de calitatea suprafeței obținute, de geometria matriței, de planele de înfășurare, de paralelismul celor două părți laterale.
Muchiile ascuțite ale matriței și ale inserturilor tăiau fibrele de carbon ceea ce ducea la o rupere prematură a consolei și la o pretensionare a întregii structuri. Datorită lipsei unei presiuni constante pe toată suprafață, existau goluri de aer și surplus de matrice sau fibre care afectau rezistența la tracțiune-compresiune a întregii structuri.
Versiunea 2 a consolei coloanei de direcție
Pentru această versiune s-a dorit optimizarea inserturilor metalice, a matriței folosite și automatizarea întregului proces. Astfel au fost dezvoltate trei matrițe noi, două cu plăci de presiune (cu ranforsare și fără ranforsare) și una cu furtun de presiune, o nouă baie de impregnare cu rășină, dispozitive de ghidare a fibrei și doi roboți (unul suport și unul manipulator) pentru automatizarea procesului.
Pentru această versiune, inserturile suport din aluminiu au fost re-proiectate pentru o fixare mai bună a înfășurării și pentru a evita tăierea fibrelor de carbon în muchiile insertului de metal.
Figura 5.28: Inserturi metalice pentru consola versiunea 2 (Înfășurare spațială)
Scula/matrița : prima problemă care s-a pus a fost legată de geometria consolei, adică dacă avem sau nu nevoie de ranforsare. Pentru aceasta s-a realizat o comparație a rezultatelor FEM și a rezultatelor încercărilor de laborator pentru cele două console, una cu ranforsare și una fără ranforsare.
Figura 5.29: Comparație între rezultatele măsuratorilor reale și rezultatele analizei FEM pentru rigiditate și frecvență- versiunea 2
Analiza arată rezultate asemănătoare atât pentru frecvența proprie cât și pentru rigiditate. Asta înseamnă că putem folosi și dezvolta geometria fără ranforsare. De asemenea au mai fost câștigate 10 grame (360g-350g) prin eliminarea ranforsării.
În urmă rezultatelor FEM, pentru această versiune, au fost create două console, una prevăzută cu ranforsare și una fără ranforsare. Acest lucru a ajutat mult în optimizarea formei finale a consolei astfel încât să micșorăm greutatea și să respectăm indicațiile caietului de sarcini.
Înfășurarea s-a realizat cu ajutorul a doi roboți, unul de înfășurare și unul de suport al matriței.
Figura 5.30: Matrița pentru consola cu ranforsare respectiv fără ranforsare
Pentru a putea analiza fezabilitatea consolei nou obținute, a fost nevoie de o combinație de versiuni ale carcasei coloanei, ansamblului de serie cu consola din CFRP (Fig. 5.31).
Versiunile analizate au fost carcasa dummy și consola CFRP, ansamblul de serie la care a fost schimbată consola clasică cu consola din CFRP, carcasa dummy cu consola clasică.
Figura 5.31: Studiu de fezabilitate pentru consola coloanei realizată din materiale compozite
Studiul a arătat că tensiunea din fibre are o mare influență asupra rigidității și parțial frecvenței naturale. De asemenea forța de strângere trebuie să fie suficient de mare pentru a evacua aerul din piesă și suficient de mică pentru a nu deteriora fibrele. Pentru a avea o tensiune constantă în fibre, este nevoie de un sistem de tensionare al fibrei după ce iese din baia de impregnare și o tensionare a bobinei pentru a asiguta tensiune în fibră înainte de impregnare.
Figura 5.32: Consolele din materiale compozite realizate și montate în ansamblul de serie
Rezultatele pozitive au arătat că într-un ansamblu al coloanei de direcție, înlocuirea consolei clasice cu una din materiale compozite, se poate face cu succes, din toate punctele de vedere.
Pentru a realiza consola din CFRP în versiunea 2 avem nevoie de următoarele componente : fibră de carbon cu matrice 1, baia de impregnare 2, dispozitiv de ghidare 3, roboți 4,
matriță 5 , inserturi metalice 6, cuptor polimerizare 7.
Etapele procesului de producție: dacă pentru varianta 1, înfășurarea s-a făcut manual, pentru varianta 2 s-a încercat automatizarea procesului de înfășurare.
Fibra de carbon (1), sub formă de roving, este sprijinită pe un suport. Apoi fibra trece prin baia de impregnare (2) unde are loc și stoarcerea rășinii în exces cu ajutorul cilindrilor de stoarcere.
Fibra impregnată ajunge la capul de ghidare (3) care are rolul de a ghida fibra în timpul înfășurării astfel încât aceasta să nu se răsucească. Acest cap de ghidare este fixat pe brațul mobil al unui robot programabil numit robot manipulator (4), care realizează înfășurarea propriu-zisă. Un al doilea robot, numit robot suport are rolul de a susține matrița (5) pe care se înfășoară fibra umectată. Pe această matriță sunt fixate inserturile metalice (6) care vor face parte din structura noii console, rolul acestor inserturi fiind acela de a fixa consola pe structura vehiculului. După finalizarea înfășurării, matrița se închide și tot ansamblul este introdus în cuptor urmând un ciclu de polimerizare indicat de producătorul rășinii. După terminarea acestui ciclu, matrița se scoate de la cuptor și consola este decofrată.
Figura 5.33: Componentele și etapele procesului de înfășurare spațială pentru consola var. 2
Roboții programabili : pentru automatizarea procesului a fost aleasă varianta folosirii a doi roboți, unul care susține sistemul de ghidare al fibrei și celălalt de suport pentru matrița pe care se face înfășurarea.
Figura 5.34: Roboți programabili ABB IRB 1600 pentru înfășurarea spațială
Traiectoria roboților este extrem de importantă pentru a evita coliziunea acestora de matriță. De asemenea viteza de înfășurare joacă un rol important în obținerea unui timp de înfășurare cât mai redus.
Pentru a asigura funcționarea în condiții de viteză ridicată și traiectorie complexă, s-a realizat o simulare a traiectoriei roboților în funcție de poziția matriței și înainte de orice test au loc încercări în gol pentru a verifica suplimentar poziția roboților în timpul înfășurării.
Baia de impregnare : baia de impregnare are un rol extrem de important, acela de a realiza impregnarea fibrei de carbon cu matrice și de a realiza stoarcerea surplusului de rășină de pe fibra de carbon. Modul în care se realizează umectarea, denotă calitatea materialului compozit proaspăt format. De asemenea joacă un rol extrem de important în polimerizarea materialului. Astfel, o fibră impregnată în surplus, va determina la strângerea plăcilor o cantitate mare rășină care se va întări pe matriță distrugând-o. Dacă fibră este impregnată prea puțin, calitatea materialului va fi de proastă calitate, straturile nu vor adera unele la altele iar după polimerizare, piesă finală va fi foarte ușor de deșirat. Proporția ideală este de 60% fibră, 40% matrice.
Figura 5.35: Dispozitive de impregnare cu rășină a fibrei de carbon
Au fost realizate două dispozitive, diferite ca și concept. În prima, fibra de carbon trece printr-un furtun din silicon iar umectarea se face prin trecerea fibrei prin fanta prin care furtunul se umple cu rășină. Pentru stoarcerea surplusului de rășină, fibră trebuia să treacă printr-un labirint cu geometrie schimbabilă, în funcție de așezarea șuruburilor pin.
Al doilea dispozitiv de impregnare, folosește principiul clasic de trecere a fibrei de carbon prin baia de rășină pe un cilindru de impregnare iar stoarcerea surplusului de rășină de pe fibră se face prin trecerea fibrei printre cilindrii de stoarcere. Forță de stoarcere poate fi reglată prin intermediul suruburilor de strângere.
Dispozitivul de ghidare al fibrei : rolul acestuia este acela de a ghida fibra de carbon în timpul înfășurării pentru a asigura o așezare unidirecțională și constantă a fibrelor pe matriță.
Au fost realizate trei modele pentru a putea experimenta importantă direcției din care fibra ajunge la acest dispozitiv de ghidare.
În urma încercărilor experimentale, a fost trasă concluzia că dispozitivul care poate asigura o așezare cât mai precisă a fibrei de carbon pe matrița este acel dispozitiv la care fibra este așezată pe matrița de sus în jos.
În acest fel ne putem asigura că fibra de carbon nu este răsucită în timpul înfășurării și își păstrează orientarea.
Figura 5.36: Diferite dispozitive de ghidare a fibrei de carbon
Pentru a realiza consola versiunea 2 au fost folosite ca materiale de bază fibra de carbon 24K de la Toray (T700S) sub formă de roving ( mănunchi de fire) și rășina epoxidică de la Altropol (Neukadur 986) cu întăritorul Neukadur 256. Conform producătorului, ciclul de polimerizare este de 2h la temperatura de 100°C.
Operațiile, succesiunea lor și timpul de producție pentru fiecare operație în parte și timpul total de producție sunt prezentate în tabelul 5.6
Tabel 5.6: Succesiunea operațiilor și timpul de producție
Timpul proiectat pentru înfășurarea efectivă este de sub 2 minute / piesă. Atingerea acestui timp de înfășurare este necesar pentru producția de serie mare.
Pregătirile preliminarii constau în fixarea rovingului pe bobina mobilă, înregistrarea temperaturii și umidității ambientale, setarea ciclului de fabricație.
Pregătirea matriței constă în curățarea acesteia de eventualele reziduri uscate, tratarea suprafețelor de așezare a fibrei de carbon cu soluție pentru o demulare rapidă și eficientă, eliminarea plăcilor de presiune, montajul inserturilot axiale și a celor de fixare pe caroseria autovehiculului și fixarea matriței pe axul robotului prin flanșa de prindere.
Matrița este formată din placa centrală, pe care se fixează cu ajutorul șuruburilor plăcile de formare. Plăcile de formare sunt orientate în poziția corectă cu ajutorul pinilor și bucșelor de fixare. Se fixează apoi inserturile din aluminiu și cele din oțel. După înfășurare, plăcile de presiune sunt fixate cu ajutorul șuruburilor (Fig. 5.37).
Figura 5.37: Vedere explodată a matriței pentru consola versiunea V2
După ce matrița este pregătită, se trece la montajul și curățarea băii de impregnare, la setarea forței de stoarcere a surplusului de rășină.
Pregătirea roboților constă în verificarea programului de înfășurare, a vitezei de înfășurare, a parametrilor de fabricație prin încercări in gol și prin verificarea montajului dintre brațul mobil al robotului suport și matriță respectiv între brațul mobil al robotului înfășurător și dispozitivul de ghidare.
În perioada de ajustare au loc ultimele setări ale roboților și pregătirea matricei pentru baia de impregnare.
După înfășurare, matrița se demontează de pe robot și se fixeaza pe placa de susținere. Apoi se monteaza plăcile de presiune cu ajutorul suruburilor de fixare. Ansamblul este apoi introdus la cuptor pentru polimerizare. După terminarea acestui proces, are loc demularea consolei de pe matriță prin desfacerea plăcilor de presiune.
Problemele care apar la această versiune sunt legate de dimensionare, atât a matricei cât și a fibrei, având în vedere faptul că există porțiuni care nu sunt acoperite de fibră sau porțiuni în care volumul fibrei este prea mare și formează un umăr care necesită prelucrări post-producție. De asemenea, o problemă o reprezinta polimerizarea rășinii pe cilindrul băii de impregnare sau deșirarea manunchiului de fibre pe cilindrul băii de impregnare.
Figura 5.38: Defectele consolei coloanei de direcție – versiunea 2
Datorită faptului că cilindrii de stoarcere nu se rotesc, are loc ruperea firului de fibră de carbon. În cazul in care forța de stoarcere este setată ca fiind mai mică, fibra de carbon prezintă zone cu impregnare diferită, ceea ce formeaza goluri de aer în structura consolei.
Figura 5.39: Defectele apărute la impregnare- baia cu cilindrii de stoarcere
Pentru încercările efectuate pentru impregnarea fibrei de carbon prin intermediul furtunului, s-a constatat că stoarcerea este ineficientă pentru oricare dintre schemele de stoarcere iar fibra de carbon se deșiră datorită faptului că există o suprafață mare de frecare între fibra umectată și furtun.
Figura 5.40: Defectele apărute la impregnare- baia cu furtun de impregnare
Observații :
-consola prezintă anumite zone ne-acoperite cu fibră
-impregnarea nu este uniformă
-tensionarea manuală nu este suficientă
-stoarcerea fibrei produce ruperea acesteia din cauza forței prea mari de stoarcere și apariției unei forțe de frecare între fibră și cilindrii de stoarcere care determină subțierea mănunchiului de fibre.
-în timp, la temperatura camerei rășina începe sa polimerizeze devenind mai vâscoasă, ceea ce determină apariția unor zone în care fibra de carbon este deșirată
-la rupere, consola rezultată prin acest proces, determină apariția unor schije ascuțite ceea ce contravine caietului de sarcini al constructorului
-este necesară o tensionare constantă și mai puternică în fibră
-matrița trebuie să aibă o suprafață de așezare mai mare pentru fibră
-cilindrii de stoarcere trebuie să aibă și mișcare de rotație
-impregnarea trebuie făcută constant fără apariția pericolului de rupere a fibrei
-este necesară recalcularea volumului de fibră necesar, al numărului de treceri a fibrei
-timpul de înfășurare este de 15 min/ piesă, cu mult peste timpul impus de 2 min/piesă
-creșterea vitezei de impregnare, care ar duce la atingerea timpului impus, conduce la un grad mare de împăștiere a rășinii
-fibra se răsucește în timpul înfășurării, ceea ce face dificilă aproximarea numărului necesar de treceri
-decofrarea este greoaie datorită faptului că rășina ajunge în spațiile dintre placa centrală și plăcile de formare unde polimerizează făcând foarte dificilă translația pe pinii de centrare.
-suruburile de strângere sunt blocate datorită rășinii uscate ceea ce face ca decofrarea să se efectueze greu.
-inserturile axiale nu sunt fixate in consolă, la montajul axului, acestea se deplasează si ies din structura consolei
Concluzii:
-trebuie recalculat volumul de fibră de carbon și matrice astfel încât sa nu mai existe zone ne-impregnate sau impregnate excesiv. Ambele cazuri induc defecte în structura consolei și excesul de rășină dăunează grav decofrării. De asemenea trebuie ținută seama de răsucirea fibrei în timpul înfășurării și de influența acestui fapt în rezistența consolei.
-se impune proiectarea unui sistem de impregnare care să nu afecteze fibra în timpul umectării acesteia
-se impune proiectarea unui sistem de tensionare constantă a fibrei de carbon, înainte și după impregnarea acesteia
-matrița trebuie reproiectată pentru a asigura o suprafață de așezare a fibrei mai bună, fără a induce concentratori de tensiune și pentru o decofrare rapidă și facilă
-se impune reproiectarea inserturilor axiale astfel încât să nu permită rotirea acestora față de consolă si o fixare mai bună în structura acesteia
-se impune optimizarea geometrică a inserturilor din aluminiu
-se impune găsirea unei soluții pentru a împiedica formare aschiilor la ruperea consolei
Versiunea V3 a consolei coloanei de direcție
Datorită problemelor apărute la versiunea V2, legate de impregnarea neuniformă a fibrei, de ruperea fibrei în timpul stoarcerii, de rășină în surplus care se întărește pe matrița făcând imposibilă decofrarea, așezarea neuniformă a fibrei pe matrița în dreptul inserturilor metalice, a apărut nevoia optimizării procesului și componentelor acestuia.
În ceea ce privește inserturile pentru versiunea 3, putem observa modificarea geometriei inserturilor axiale. Forma ovală permite o mai bună fixare a fibrei pe insert și după polimerizare, împiedică alunecarea prin rotație a consolei polimerizate față de insertul din aluminiu.
Inserturile suport au fost modificate ca geometrie pentru a realiza o mai bună aderență a fibrei și pentru a micșora greutatea acestuia. Calculul FEM a fost realizat pentru a verifica dacă schimbarea de geometrie afectează caracteristicele insertului metalic sau rigiditatea structurii consolei.
Figura 5.41: Comparație FEM între varianta 2 și 3 a inserturilor suport
Rezultatele analizei FEM arată că noua geometrie a insertului este potrivită pentru a face față solicitărilor la care este supus.
Zona ovală de așezare a fibrei conferă un surplus de fixare la rotație a insertului față de fibra polimerizată. De asemenea suporturile din oțel au suferit o modificare în sensul apariției unor riburi care să ajute la ghidarea fibrei în timpul înfășurării și la așezarea acesteia în spațiul alocat (Fig. 5.42).
Figura 5.42: Noile inserturi metalice pentru consola versiunea 3
Scula/matrița : Această versiune are două scule/matrițe de formare. Una este cu plăci de presiune dar care permite noului insert o fixare propice. De asemenea această matrița are trei pini de fixare (față de doi pini în versiunea anterioară) ceea ce îi conferă o poziționare mai bună a plăcilor de presiune și o demulare superioară datorită glisării uniforme a plăcii. De asemenea zona de așezare a fibrei în partea din spate a matriței, a fost mărită cu 2 mm ceea ce îi conferă consolei o rigiditate mai bună în comparație cu versiunea 2 cu o creștere de greutate de 2 g / consola.
Figura 5.43: Matrițe pentru versiunea 3 a consolei coloanei de direcție
Figura 5.44: Vedere explodată a matriței pentru consola versiunea V3 cu plăci de presiune
Datorită optimizării matriței, procesul de demulare este mai facil și mai rapid, pinii de fixare și centrare conferă o deplasare constantă a plăcii de presiune. Numărul șuruburilor de fixare a plăcii a scăzut iar plăcile de fixare ale inserturilor axiale au fost modificate astfel încât sa confere o rezistență ridicată a legăturii insert-fibră de carbon.
Cea de-a doua matriță folosește aerul comprimat că unealtă de presiune a fibrei. După ce fibră de carbon a fost așezată pe matriță, se montează plăcile care conțin furtunul din silicon. După ce plăcile sunt montate, prin furtun circulă aer comprimat, 4 atmosfere, care expandează furtunul și se realizează presiunea (Fig. 5.45).
Figura 5.45: Vedere explodată a matriței pentru consola versiunea V3 cu furtun de presiune
Etapele procesului: baia de impregnare, sistemul de ghidare al fibrei, roboții și cuptorul de polimerizare au rămas aceleași ca la versiunea anterioară. S-a utilizat un sistem de tensionare a fibrei prin intermediul unor arcuri care să țină fibra de carbon tensionată constant pe tot parcursul procesului (Fig.5.47).
De asemenea, s-a folosit un sistem vacuum pentru a evita golurile de aer din structura consolei și a asigura o repartiție uniformă a rășinii.
Figura 5.46: Etapele procesului de înfășurare și componentele necesare acestui proces
Figura 5.47: Sistem de tensionare prin arcuri
Acest sistem este format din pompa de vacuum, valva de conectare care controlează presiunea vacuum-ului, tubul de vacuum, instrument de măsurare a presiunii, conector de vacuum care leagă tubul de sac și asigură menținerea vacuumului activ,strat al sacului de vid care se lipeste pe banda de etanșare și care are rolul de sporire a etanșării, strat de aerisire care absoarbe excesul de rășină, strat de dezlipire care are rolul de a asigura bariera între matriță și stratul de aerisire, strat de încărcare cu rășinăcare menține rășina la suprafața laminatului (Fig.5.48).
Figura 5.48: Schema instalației de vacuum
Etapele procesului pentru obținerea consolei varianta V3 sunt identice cu cele pentru varianta V2 însă ca optimizare au fost adăugate sistemul de tensionare a fibrei prin arcuri și procesul de vacuum care are loc după terminarea procesului de înfășurare. După ce vacuumul a fost finalizat, sacul se sigilează și este introdus cu tot cu matriță la cuptor.
Materialele folosite pentru a obține varianta V3 a consolei coloanei de direcție sunt:
-fibra de carbon 48K, Toray T700 24K + Tenax HTS 40 24K
-matrice formată din rășină R&G RL 385 + întăritor R&G RH 385
S-a folosit această matrice datorită ciclului de polimerizare special (2h la 25°C+ 0.45h la 45°C) care ne permite folosirea sacului de vacuum în procesul de polimerizare.
Operațiile, succesiunea lor și timpul de producție pentru fiecare operație în parte și timpul total de producție, pentru varianta consolei V3, sunt prezentate în tabelul 5.7
Având în vedere noua matriță, operațiile de pregătire, curățare și manipulare a plăcilor, au devenit mai ușor de realizat însă timpul necesar pregătirii noilor dispozitive, de tensionare a fibrei cu arcuri respectiv al dispozitivului de vacuum, a avut influență asupra timpului total de producție.
Tabel 5.7: Succesiunea operațiilor și timpul de producție pentru varianta V3
Rezultatele obținute pentru consola varianta V3 sunt superioare celei din varianta V2 ca timp de înfășurare dar mai ales calitativ.
Până la înfășurarea propriu-zisă, operațiile pregătitoare sunt identice cu cele de la varianta anterioară.
Înfășurarea are loc într-un timp de zece minute (mai scurt cu cinci minute față de versiunea anterioară) datorită sistemului de tensionare cu arcuri, inserturilor foi care au geometrie optimizată care permite așezarea optimă a fibrei de carbon în spațiul alocat și folosirii unui sistem de matrice care permite mărirea vitezei de înfășurare.
Sistemul de vacuum conferă consolei o structură fără goluri de aer, compactă și ajută mult la evacuarea rășinii excedentare care s-ar fi depus pe matriță.
Datorită acestuia, decofrarea se face mult mai rapid iar curățarea matriței este facilă.
Matrița cu furtun de presiune s-a dovedit ineficientă daca se ia în considerare rezultatele obținute pentru consola coloanei de direcție. Nu este nevoie de deplasarea plăcilor interioare, însă decofrarea se face greoi din cauza rășinii care se lipește pe suprafața plană a acestor plăci. Pentru că nu există canale profilate, în momentul aplicării presiunii prin aer comprimat, fibra este deformată aleatoriu, iar după polimerizare s-a constatat că furtunul se lipeste de fibră, ceea ce face imposibilă decofrarea.
Datorită tuturor acestor defecte, această versiune nu a fost dezvoltată ulterior.
Figura 5.49: Defectele coloanei de direcție versiunea V3-matrița cu furtun de presiune
În ceea ce priveste versiunea V3 cu plăci de presiune, s-a constatat o îmbunătățire a calității consolei obținute.
În comparație cu versiunea anterioară V2, această versiune nu prezintă defecte de fabricație, nu necesită operații post-producție iar excesul de rășină este absorbit de stratul de excedent de rășină a sistemului de vacuum.
Există totuși defecte cauzate de impregnarea insuficientă sau de pierderea rășinii datorită vitezei crescute de înfășurare, dar și sistemului de tensionare din cauza căruia fibra își pierde impregnarea prin frecare de cauciucul sistemului.
Figura 5.50: Defectele coloanei de direcție versiunea V3-matrița cu plăci de presiune
Observații :
A. Pentru matrița cu furtun de presiune
-consola rezultată nu este folosibilă din cauza defectelor cauzate de matriță
-furtunul folosit pentru presiune se lipește de fibra polimerizată
-decofrarea se face greoi
B. Pentru matrița cu plăci de presiune
-consola rezultată are calitate constantă pe toata lungimea ei
-impregnarea nu este uniformă
-tensionarea cu sistemul de arcuri nu este suficientă
-sistemul de tensionare provoacă scăderea gradului de impregnare a fibrei de carbon prin frecarea acesteia de furtunul cauciuc
-stoarcerea fibrei produce ruperea acesteia din cauza forței prea mari de stoarcere și apariției unei forțe de frecare între fibră și cilindrii de stoarcere care determină subțierea mănunchiului de fibre.
-este necesară o tensionare constantă și mai puternică în fibră
-matrița are o suprafață de așezare a fibrei potrivită pwntru numărul de treceri calculat
-impregnarea trebuie făcută constant fără apariția pericolului de rupere a fibrei
-creșterea vitezei de impregnare, care ar duce la atingerea timpului impus, conduce la un grad mare de împăștiere a rășinii
-fibra se răsucește în timpul înfășurării, ceea ce face dificilă aproximarea numărului necesar de treceri
-inserturile axiale noi sunt fixe în structura consolei și nu se mai rotesc datorită formei ovale și inserturilor de fixare.
Concluzii:
– trebuie ținută seama de răsucirea fibrei în timpul înfășurării și de influența acestui fapt în rezistența consolei.
-se impune proiectarea unui sistem de impregnare care să nu afecteze fibra în timpul umectării acesteia
-se impune proiectarea unui sistem de tensionare constantă a fibrei de carbon, înainte și după impregnarea acesteia
-matrița trebuie reproiectată astfel încât plăcile de formare interioare să fie parte a plăcii centrale astfel se evită folosirea a două rînduri de plăci
-se impune reproiectarea inserturilor axiale astfel încât cantitatea de fibră care susține aceste inserturi să fie mai mare. De asemenea se impune folosirea unor inserturi cu fețe duble de contact cu fibra pentru o așezare și fixare mai bună a acestor inserturi în structura conseloi
-se impune găsirea unei soluții pentru a împiedica formare aschiilor la ruperea consolei
-datorită lipsei unei tensiuni constante în fibră, are loc valuirea fibrei înainte de înfășurare ceea ce produce goluri de aer în structura și zone fără rășină , unde straturile nu adeara unele la altele.
-matrița trebuie îmbunătățită pentru a permite o înfășurare rapidă fără riscul de coliziune între robot și matrița și acoperirea tuturor suprafețelor acoperite de fibră de carbon umectată iar sistemul de decofrare trebuie optimizat pentru a permite decofrarea rapidă fără deteriorarea consolei dar și strângerea rapidă a plăcilor de presiune constant pe toată suprafața.
Noul concept de fabricație al consolei coloanei de direcție din materiale compozite
Noul concept de fabricație al consolei coloanei de direcție conține dispozitive noi pentru tensionarea fibrei, înainte și după impregnare, dispozitiv pentru impregnarea fibrei prin injecție, inserturi în care fibra este încorporată într-o cantitate mai mare, dispozitiv de strângere/decofrare și o matriță nouă care folosește plăcile de presiune ca plăci de formare.
Acest nou concept permite realizarea procesului de înfășurare într-un timp mai mic de 2 minute/ piesă prin faptul că sistemul este unul închis iar în acest fel viteza de înfășurare nu afectează calitatea finală a piesei obținute.
Obiectivele noului concept
Noul concept de înfășurare spațială are la baza ideea că tot sistemul să fie inclus într-un singur cap de înfășurare. Astfel putem mari viteză de înfășurare fără că rășină de pe fibră să se împrăștie.
-Obținerea unui timp de înfășurare mai mic de min/ piesă
-Realizarea unui sistem de impregnare inovativ care să poată controla cantitatea de matrice și fibră
-Realizarea unui sistem de tensionare atât înainte de impregnare cât și după impregnare astfel încât să se obțină o tensiune constanța în fibră
-Realizarea unui nou dispozitiv de ghidare care să așeze fibră impregnată pe direcția dorită
-Realizarea unei noi matrițe care să permită înfășurarea rapidă și acoperirea tuturor zonelor cu fibră
-Realizarea unui sistem de demulare și strângere a plăcilor, rapid și constant
-Realizarea unui sistem de recuperare a materiilor prime folosite
Sistem inovativ de impregnare a fibrei de carbon
Noul sistem de impregnare prin injecție este inovativ și dă posibilitatea unui control mărit asupra volumului de matrice pe fibră.
Acesta dă posibilitatea umectării fibrei prin injecția amestecului de rășină și întăritor. Fibra trece prin camera de injecție, pe un suport. Când fibra ajunge în dreptul duzei de injecție, amestecul este injectat asupra fibrei într-o cantitate calculată. Apoi fibra ajunge la cilindrii de stoarcere unde surplusul de rășină este evacuat. Înainte de injectare, amestecul este format separat și trimis de pompă la duza de injectare. Camera de injectare este prevăzută cu rezervor pentru rășina stoarsă de pe fibră și rășina injectată în camera, de unde va fi extrasă cu ajutorul unei pompe.
Toate caracteristicele acestui sistem au fost calculate, pompa și duza de injecție dimensionate corespunzător nevoilor impregnării. Vederea explodată a camerei de impregnare, cu componentele acesteia, este realizată în figura 6.1.
Figura 6.1: Vedere explodată a camerei de impregnare prin injecție
În camera de impregnare are loc realizarea propriu-zisă a viitorului material compozit iar calitatea acestuia este dată în mare măsură de calitatea procesului de impregnare. Așadar, în momentul ieșirii fibrei de carbon din camera de impregnare, aceasta are cantitatea necesară calculată de matrice.
Camera de impregnare este realizată din două părți:
-camera superioară în care are loc impregnarea propriu-zisă și care conține duza de injecție cu matrice, duza de curățare, suportul pe care trece fibra de carbon în timpul impregnării și panta de scurgere a matricei în exces
-camera inferioară în care se regăsesc cilindrii de storcere, rulmenții de susținere a acestor cilindrii și baia de evacuare a matricei scurse. Cilindrii de stoarcere sunt rotativi, ceea ce împiedică ruperea fibrei în timpul procesului iar reglarea forței de stoarcere se face prin alegerea grosimii rolelor interschimbabile.
După ce rășina in exces este îndepărtată de pe fibra de carbon, rola auxiliară are rolul de a orienta materialul compozit spre sistemul de tensionare.
Figura 6.2: Duza de injecție în secțiune și caracteristicile acesteia
Pentru a calcula parametrii de injecție, se pornește de la datele de intrare cum sunt caracteristicile rășinii și ale întăritorului, caracteristicile duzei de injecție și ale pompei care asigura presiunea necesară.
Tabel 6.1: Caracteristicle componentelor matricei
Pentru a calcula vîscozitatea unui lichid mixat din două componente cu vâscozități diferite, există o procedură în trei pași:
Calculul indexului de vâscozitate al rășinii și al agentului de polimerizare
(6.2-1)
(6.2-2)
Calculul indexului de vâscozitate al matricei rezultate
(6.2-3)
Având în vedere ca raportul fibra de carbon-matrice este 60%-40%, raportul masic al componentelor este:
(6.2-4)
(6.2-5)
(6.2-6)
Calculul vâscozității al matricei injectate
(6.2-7)
(6.2-8)
Având caracteristicile matricei injectate si caracteristicile duzei de injecție și ale pompei, se poate calcula în funcție de presiunea de la pompă, cantitatea de matrice injectată pe unitatea de suprafată a fibrei.
Figura 6.3: Caracteristicile duzei de injecție
Pornind de la dimensiunile fibrei de carbon (grosime 0,007 mm și lățime 5mm) și considerând unitatea de lungime care trebuie impregnată L= 100 mm, se poate calcula cantitatea de matrice care trebuie injectată pe această unitate de lungime.
Considerând raportul fibră-matrice 60%-40% rezultă cantitățile volumice și masice:
(6.2-9)
(6.2-10)
Având în vedere că densitatea fibrei de carbon este iar densitatea matricei este și , rezultă:
3,1 g
(6.2-11)
În tabelul 6.1 sunt date caracteristicile duzei de injecție. În funcție de aceste caracteristici și în funcție de geometria duzei, se poate determina care este cantitatea de matrice necesară în funcție de cantitatea de matrice injectată. Astfel, formula de legatură între rata fluxului (viteză și cantitate) și presiune, este:
(6.2-12)
Cantitatea care se dorește a fi injectată este
Dacă presiunea de la pompa este 1 bar iar duza permite presiuni de 0.7 bar atunci
Rezulta
Figura 6.4: Amprenta si unghiul de injectie
(6.2-13)
cu n , de unde (6.2-14)
Considerând rezultă 82.5 mm
Astfel, cunoscând poziția duzei față de fibră (L=50 mm) și cunoscând amprenta de impregnare (TSC=100 mm), a fost calculat unghiul teoretic de sprayere TSA.
În realitate, unghiul de sprayere si rezultă amprenta de impregnare reală 82.5 mm.
Sistem de tensionare activa a fibrei de carbon
Sistemul de tensionare este cel care asigură întinderea constantă a fibrei pe toată durata procesului de formare. Asigurarea unei tensiuni constante în fibră este extrem de importantă pentru calitatea piesei obținute. Tensiunea constantă în fibră asigura o bună impregnare a acesteia fără scurgeri datorate curbării fibrei. De asemenea, golurile de aer sunt evitate datorită așezării corecte a fibrelor.
Din încercările experimentale a rezultat că tensiunea necesară în fibră este T=20N
Pornind de la această valoare, a fost calculată tensiunea în arc, poziția de așezare al acestuia, astfel încât tensiunea să fie constanța în fibră.
Figura 6.5: Schema de calcul a tensiunării fibrei în pozitia maximă și minimă de tensionare
A fost calculată poziția minimă și maximă de tensionare pentru a putea determina forța necesară arcului pentru a menține firul întins.
Punctul maxim tensionat al sistemului este punctul maxim de compresie al arcului adică la α=25° între poziția sistemului și planul vertical.
În cel mai puțin tensionat punct al sistemului sunt α=75° între poziția sistemului și planul vertical.
S-a presupus coeficientul de frecare că fiind nesemnificativ între fibră de carbon și rolele montate pe rulmenți.
(6.3-1)
Determinarea forței arcului se determină:
(6.3-2)
(6.3-3)
Forța rezultantă:
(6.3-4)
Determinarea forței necesare pentru a balansa între forța rezultantă și forța arcului:
(6.3-5)
(6.3-6)
Sistem de franare al bobinei de carbon
Funcțiile acestui sistem sunt:
-Să susțină bobina
-Să poată fi măsurat momentul de frecare necesar pentru a obține T=20N
-Forță de frânare să fie ajustabilă
-Să permită tensionarea fibrei fără să o rupă
Funcționarea acestuia se bazează pe frânarea clasică cu disc de frânare. Suportul bobinei este frânat astfel încât să se obțină tensiunea dorită în fir înainte de impregnare. În acest fel vom obține o tensiune constanța pe tot parcursul procesului de înfășurare.
Figura 6.6: Schema de calcul a forței de frânare a bobinei
(6.4-1)
(6.4-2)
(6.4-3)
Dacă T=20 N și se dezvoltă ecuația de echilibru între Mt și Mf atunci F=Mt/A deci F=46 N
Asta înseamnă că trebuie apăsată frâna cu 46 N pentru a obține o tensiune în fibră de 20 N
– moment de torsiune
– tensiunea necesară în fir
– raza bobinei
-moment de frecare
– forța de frecare a pad-ului
– coef. de frecare între pad și plastic
– raza padului de frecare
– aria zonei de frecare
Figura 6.7: Componentele sistemului de frânare al bobinei
Figura 6.8: Dispozitiv de frânare al bobinei
Problemele apărute în timpul încercărilor experimentale sunt enumerate mai jos :
-încălzirea tamburului suport datorită frecării
-zgomot și miros datorate încălzirii discului de frânare
-poziție rigidă a bobinei ceea ce a dus la blocarea sistemului și ruperea fibrei de carbon
-măsurare greoaie a forței de frânare
Optimizarea matriței de formare
Matrița are un rol esențial în obținerea piesei dorite. Datorită problemelor apărute la variantele anterioare ale matrițelor de formare, se dorește optimizarea acestora în direcția eliminării numărului de plăci de presiune, acoperirii totale ale zonelor de înfășurare, obținerea unei metode de decofrare facilă.
Figura 6.9: Matrița de formare optimizată
Pentru această versiune a mătriței au fost eliminate plăcile de formare care se puteau mișca translatoriu pe placa centrală. Rolul acestora este preluat de placa centrală care are rolul de formare iar plăcile de presiune au prevăzute canalele în care mănunchiul de fibre intră și este presat. În acest fel s-a reușit eliminarea unui rând de plăci, eliminând o parte dintre problemele create de acestea.
O altă optimizare importantă este legată de acoperirea zonelor de înfășurare, astfel încât să avem presiune pe toate suprafețele consolei.
De asemenea, inserturile axiale au fost modificate în sensul că geometria a fost modificată pentru a împiedică dezlipirea acestora de structura compozită la montajul în ansamblul coloanei de direcție.
Figura 6.10: Vedere explodată a matriței optimizate
Plăcile de formare/presiune se prind, cu ajutorul șuruburilor, pe noul sistem de decofrare/strângere.
Pinii de centrare asigură translația uniformă față de planul plăcii centrale evitând blocarea plăcilor în timpul procesului de decofrare/ strângere.
Figura 6.11: Ansamblul insert axial
Insertul axial optimizat permite o fixare mai bună al acestuia în structura consolei compozite și suprafață de așezare a fibrei este mai mare.
Plăcile de presiune spate au fost modificate conform geometriei optimizate a consolei care sprijină mai bine inserturile metalice de fixare și contribuie la îmbunătățirea rigidității (Fig.6.12).
Figura 6.12: Plăcile de presiune spate
Placa centrală trebuie să îndeplinească rolul de fixare dar și rolul plăcilor de formare.
Designul plăcii a fost modificat în sensul că aceasta prezintă zone extrudate pe suprafețele laterale astfel încât geometria consolei este dată de plăcile de presiune care conțin canalele de formare. Pentru ghidare placă centrală are prevezuta orificii pentru pinii de centrare care se fixează cu ajutorul bucselor din bronz.
Figura 6.13: Desen CAD placa centrală
Plăcile de formare/ presiune se fixează pe plăcile mecanismului de decofrare și culisează împreuna cu acestea. Geometria plăcilor de presiune realizează un spațiu închis pentru mănunchiul de fibre de carbon, ceea ce duce la o calitate superioară a suprafeței piesei obținute.
Figura 6.14: Plăcile de presiune/formare ale matriței optimizate
Construcția mecanismului de decofrare/strângere
Decofrarea dificila a versiunilor anterioare duce la deteriorarea structurii consolei iar timpul de decofrare era foarte greu de aproximat ceea ce ducea la un timp de fabricatie practic mult peste timpul de fabricatie necesar calculat acestui proces.
Figura 6.15: Dispozitivul de decofrare/strângere
Mecanismul de decofrare conține următoarele componente (Fig.6.16):
-placa de așezare și centrare a pinilor
-pini de centrare pentru deplasarea axială a plăcilor
-plăci de prindere și fixare
-tija filetată cu două sensuri
Acest dispozitiv are o placă centrală pe care sunt fixați pinii de centrare și tija filetată. Aceasta din urmă este fixată cu ajutorul unui capac care îi permite mișcarea de rotație. Tija filetată este prevăzută cu două sensuri, astfel la o rotație a acesteia are loc translația plăcilor în sensuri opuse, realizându-se în acest fel decofrarea respectiv strângerea plăcilor.
Plăcile de fixare sunt legate de plăcile de presiune ale mătriței care se deplasează împreună cu plăcile mecanismului de decofrare.
În cazul scurgerii de rășină între cele două rânduri de plăci, au fost prevăzute canale care vor ajuta la dezasamblarea lor.
Tija filetată a fost dimensionată și calculată pentru a rezista la forțe de decofrare de până la 800 N și forțe de strângere de până la 600 N.
Figura 6.16: Imagine explodata a mecanismului de decofrare
La strângerea sau desfacerea, cu cheia, a unei asamblări filetate, asupra elementelor componente acționează atât sarcini exterioare cât și sarcini de legătură (reacțiuni în cuple). Sarcina exterioară este momentul la cheie (momentul motor) Mm, determinat cu relația , , în care reprezintă forța exterioară, care acționează la capătul cheii, de lungime L. Ca urmare a strângerii piuliței, în asamblarea filetată apare o forță axială F, care întinde tija șurubului și comprimă piesele asamblate.
Figura 6.17: Schema de calcul pentru tija filetată
Sub acțiunea forței F, în asamblările filetate apar două momente rezistente:
– momentul de înșurubare sau deșurubare, care apare în cupla elicoidală;
– momentul de frecare (de pivotare), care apare între piesa rotitoare (capul șurubului sau piulița) și suprafața pe care aceasta se sprijină.
Momentul de înșurubare (deșurubare) acționează asupra șurubului și piuliței, iar momentul de frecare acționează asupra piuliței (sau la unele asamblări asupra capului șurubului) și asupra piesei pe care aceasta se sprijină. Sub acțiunea momentului motor și a momentelor rezistente, elementul motor (piulița) este în echilibru; se poate scrie, deci, relația de echilibru de momente (Organe de masini-Jula)
(6.6-1)
(6.6-2)
(6.6-3)
Unde – unghiul mediu de înclinare al spirei filetului
F- forta axiala care incarca sistemul
φ- unghiul de frecare aparent
– diametrul mediu al filetului
Un rol important asupra timpului de formare total, îl are materialul prim. În funcție de caracteristicile acestuia înfășurarea se poate face mai repede în functie de densitatea materialului compozit și polimerizarea poate sa aibă loc în zeci de secunde, în funcție de rășina și agentul de polimerizare folosite.
De-a lungul procesului de dezvoltare au fost folosite o serie de rășini epoxidice și fibre de carbon.
Tabel 6.2: Tipuri de rășini și fibre de carbon utilizate în procesul de dezvoltare
În tabelul 6.2 sunt reprezentate materiile prime, folosite în această lucrare, pentru obținerea materialului compozit dorit.
Pentru varianta optimizată a procesului de obținere a consolei coloanei de direcție, au fost folosite fibra de carbin Sigrafil C30 și sistemul de matrice de la R&G datorită ciclului de polimerizare avantajos.
Figura 6.18: Componentele și etapele procesului optimizat
Procesul de obținere a consolei coloanei de direcție, optimizat, constă în următoarele etape :
-se montează bobina fibrei de carbon pe dispozitivul de suport și frânare
-în camera de impregnare, fibra de carbon este impregnată prin injecție, cu rășina si apoi stoarsă prin intermediul cilindrilor de stoarcere
-dispozitivul de tensionare ține firul întins pe tot parcursul înfășurării. În acest fel, fibra este tensionată atât înainte de impregnare (sistemul de suport și frânare al bobinei) cât și după impregnare (cu ajutorul sistemul de tensionare)
-fibra de carbon ajunge apoi la dispozitivul de ghidare montat pe robotul înfășurător
-se realizează înfășurarea propriu-zisă, cu ajutorul robotului manipulator. Un aspect important este acela că înfășurarea se poate executa la viteze mari datorită sistemului ermetic.
-matrița se montează apoi pe dispozitivul de strângere/decofrare, se realizează strângerea plăcilor și se introduse cu totul la cuptor. După realizarea ciclului de polimerizare, dispozitivul de decofrare se desface și piesa poate fi scoasă cu ușurință de pe matriță.
– ghidarea se realizează cu ajutorul unei duze calibrate care realizează așezarea fibrelor de carbon pe aceeași direcție fără a răsuci fibra.
Piesa astfel obținută nu are nevoie de finisări post-producție, este obținută într-un timp scurt iar procesul este repetitiv, reproductibil și continuu respectând acelasi nivel de calitate.
Teoretic, utilizând noile dispozitive, timpul de înfășurare scade sub 2 minute/ piesă și o parte dintre operațiuni ,cum e decofrarea sau operațiunile de post-procesare, dispar. Astfel se poate atinge un timp de producție total de 253 minute ceea ce crează posibilitatea producției de piese în serie mare (Tabelul 6.3).
Tabel 6.3: Timpul de producție în funcție de versiuni
Folosind aceste noi dispozitive și materiale, există posibilitatea obținerii unui timp de înfășurare mai mic de 2 minute / piesă la un nivel de calitate ridicat.
Comparând cele patru versiuni, se poate trage concluzia că procesul de fabricație a fost îmbunătățit cu fiecare variantă, mai ales din punct de vedere al înfășurării propriu-zise, al modului de strângere a plăcilor și decofrare a piesei, de curățare a matriței și a operațiunilor post-producție.
Contribuții proprii
Concluzii
În ceea ce privește calculul materialelor compozite, în speță, al materialelor compozite unidirecționale, pe baza de fibră de carbon, micromecanica și macromecanica redau până la un anumit nivel, comportarea materialului compozit. Calculul materialelor compozite pornește de la caracteristicile componentelor sale. Un material compozit este construit în funcție de destinația acestuia, ceea ce conferă inginerului posibilitatea de a alege între libertatea designului pieselor și procesele de fabricație pentru piesele respective.
Cu cât piesă proiectată are o geometrie mai complexă, cu atât automatizarea procesului de obținere a acesteia este mai dificilă.
Metodele de calcul a materialelor compozite, din literatură de specialitate, cuprind parțial comportarea materialului compozit în realitate. Astfel, o estimare a comportării materialelor compozite este redată cât mai exact cu ajutorul încercărilor experimentale.
Astfel calculul dezvoltat în lucrare a fost corelat cu rezultatele experimentale și cu rezultatele programelor de simulare cu elemente finite, astfel încât a rezultat nevoia folosirii unui coeficient care ține seama de golurile de aer din materialul compozit, de temperatura la care se formează materialul compozit și de aspecte legate de procesul de fabricație, cum ar fi pierderea nivelului de impregnare datorită vitezei de înfășurare, de răsucirea mănunchiului de fibre în timpul înfășurării.
Metodele de calcul folosite sunt complexe folosindu-se de teoria elasticității, rezistența materialelor, plasticitate, mecanica ruperilor, determinându-se tensiunile, deformațiile, deplasările sau energia de deformație.
Au fost luate în calcul trei aspecte ale modelării materialului compozit:
-a. Comportarea „globală” a materialului compozit sub sarcină
-b. Modelare locală pentru a determina maximul și minimul solicitărilor
-c. Calculul micromecanic și macromecanic
Provocarea care se ridică realizând calculul materialelor compozite, este aceea de a găsi o caracterizare matematică care să corespundă comportării reale a materialului compozit.
Testarea mecanică a materialelor compozite a cunoscut o dezvoltare importantă de-a lungul anilor 1990 și până în prezent. Asta se datorează în mare parte utilizării din ce în ce mai frecvente a materialelor compozite în domenii variate.
Varietatea proprietăților măsurate dar și acuratețea lor , ne pot da informații necesare designului produsului finit, așezarea fibrelor, tipul matricei, informații care descriu comportarea materialului finit la diferite medii de lucru și aplicabilitatea lui în componentele autovehiculului.
Testele mecanice sunt standardizate și asta ne conferă posibilitatea comparării diferitelor materiale din același punct de vedere. Specimenele pentru testare sunt , de obicei, descrise de standard iar echipamentele și mașinile pentru testare au fost continuu dezvoltate în ultimii zece ani astfel încât perioada de testare a scăzut de 12,5 ori. [4].
În funcție de producător, fiecare componentă realizată din materiale compozite trebuie să treacă prin testare însă , de obicei, nu este nevoie de toate testele pentru a valida produsul.
Provocarea supremă, atunci când vine vorba despre testare, este că specimenul testat să se comporte identic cu componenta. Desigur asta depinde de mulți factori, de la geometria specimenului, tipul echipamentului de testare, software-ul cu care se plotează rezultatele, mediul în care s-a făcut testarea și de experiență celui care face testarea.
Deși dispozitivele de testare sunt evolute tehnologic și sunt efectuate studii despre comportarea componentelor materialului compozit atât în specimen cât și în componentă, există totuși diferențe între comportarea specimenului supus la diferite încercări și rezultatele componentelor supuse la aceleași încercări ca specimenul.
Testarea componenței finale se face la valori ale încărcărilor cu 30% mai mari decât valorile la care componentă trebuie să reziste [7].
În afară de aceste teste generale, în funcție de cererile producătorului de autovehicule, sunt efectuate teste specifice componenței proiectate.
Rezultatele testelor specimenelor și componentelor din materiale compozite au arătat faptul că materialele clasice pot fi înlocuite cu succes cu materiale compozite unidirecționale, bazate pe fibra de carbon.
Provocarea care se ridică realizând calculul materialelor compozite, este aceea de a găsi o caracterizare matematică care să corespundă comportării reale a materialului compozit.
Testarea materialelor compozite și rezultatele acestora, dau informații cu privire la corectitudinea metodei de calcul alese.
Un aspect foarte important al testării materialelor compozite, este acela de a alege specimene pentru testare realizate din aceleași componente că piesă studiată și chiar folosind aceleași metode de obținere respectând orientarea fibrelor, a ciclului de polimerizare etc.
Provocarea din punct de vedere al optimizării tehnologiei de formare a fost reprezentată de obținerea unui timp de înfășurare mai mic de 2 minute/ piesă pentru realizarea consolei coloanei de direcție, obținând piese de calitate superioară.
Timpul de înfășurare, obținut, era de zece minute, însă procesul ridica probleme legate de impregnare, decofrare, formare în matriță, reproductibilitate și calitate.
Astfel, pentru a rezolva aceste probleme, au fost optimizate etapele procesului de formare și introducerea unor elemente noi în procesul de producție.
Procesul de impregnare al fibrei de carbon a fost optimizat în sensul în care s-a dorit realizarea unui sistem de impregnare curat, într-un mediu închis, care să permită recuperarea matricei în exces, împiedicarea împrăștierii rășinei în timpul înfășurării, curățarea facilă dar mai ales controlul cantității de rășină cu care este impregnată fibra de carbon.
Astfel a fost proiectată camera de impregnare prin injecție care respectă toate aceste cerințe și care a fost ușor integrată în capul de formare.
Sistemul de tensionare a fost calculat astfel încât fibră să fie tensionată cu 20N. Acesta este un sistem simplu bazat pe forță arcului și forța de frecare care apare in sistem.
Ghidarea fibrelor pe matrița este foarte importantă pentru calitatea finală a piesei obținute. Răsucirea fibrelor în timpul înfășurării este considerat un defect care induce pretensionarea fibrei, imposibilitatea calcului exact al volumului de fibră și pierderea cantității de matrice necesar.
Optimizarea mătriței prin integrarea plăcilor de formare în placă centrală, prin modificarea plăcilor de presiune astfel încât suprafață piesei nou obținute să fie presată în totalitate, oferă posibilitatea obținerea unor piese cu aspect identic în orice secțiune a lor.
Sistemul de decofrare conferă procesului de formare, un timp mai scurt, prin îndepărtarea facilă a plăcilor de presiune, fără riscul distugerii piesei.
De asemenea strângerea plăcilor de formare este facilă iar curățarea sistemului este rapidă datorită componentelor demontabile ale acestuia.
Procesul de formare a pieselor din materiale compozite devine astfel, un proces repetitiv, reproductiv, rapid și calitativ potrivit pentru producția de serie mare a consolei coloanei de direcție
Bibliografie
1. Adam, M., Sheinman, I., Altus, E., Buckling of multiply delaminated beams Journal of Composite Materials, Vol. 28, No. 1, 1994, p. 77-90
2. Albright, L. F., Albright's chemical engineering handbook, 2008
3. Akovali, Güneri. Handbook of Composite Fabrication. s.l. : Rapra Technology LTD, 2001. ISBN: 1-85957-263-4.
4. A. Miaris, M. Päßler, J. Lichtner, R. Schledjewski. “Siphon impregnation”: The development of a new method for impregnation durig filament winding. INTERNATIONAL COMMITTEE ON COMPOSITE MATERIALS. [Online] [Cited: 0515,2013.] http://www.iccmcentral.org/Proceedings/ICCM17proceedings/Themes/Manufacturing/MANUFACTURING% 20TECH/C3.1%20Miaris.pdf.
5. Chiru A., Rad L.E.-"New Technology for Composite Materials Parts", pp 209-217, Proceedings of the European Automotive Congress EAEC-ESFA, 2015
6. Chiru A., Scutaru M.L., Vlase S., Cofaru C. Materiale plastice și compozite în ingineria autovehiculelor. Brasov. ISBN 978-973-598-788-6., 2010
7. Chiru A., Rad L.E, Heitz.T, Dogariu D., Calculus and technology of automotive parts in composite materials reinforced with carbon fiber, FISITA 2016 World Automotive Congress, FISITA2016/F2016-MFMI-006, 2016
8. Chiru A., Rad L.E. (2017) Constructive Optimization of Composite Materials Automotive Components. In: Chiru A., Ispas N. (eds) CONAT 2016 International Congress of Automotive and Transport Engineering. CONAT 2016. Springer, Cham, DOI: 10.1007/978-3-319-45447-4_61, ISBN 978-3-319-45446-7
9. Curtis P.T and B B Moore, A Comparison of Plain and Double Waisted Coupons
for Static and Fatigue Testing of Unidirectional GRP and CFRP, Royal Aircraft Establishment, Farnborough, UK, Technical Report 82031, 1982.
10. Curtis P.T(ed), CRAG Test Methods for the Measurement of the Engineering Properties of Fibre Reinforced Plastics, Royal Aircraft Establishment,Farnborough, UK, Technical Report 88012, 1988.
11. Cristescu, N., Mecanica materialelor compozite, vol. 1, Politehnica University of Bucharest, 1983.
12. Cherif C., Diestel O., Engler Th., Hufnagl E. and Weiland S. Textile Werkstoffe Fur Den Leichtbau Techniken – Verfahren – Materialien – Eigenschaften. Dresden : s.n., 2011. ISBN 978-3-642-17991-4.
13. Constantinescu, I.N., Picu, C., Hadăr, A., Gheorghiu, H., Rezistența materialelor pentru ingineria mecanică, Editura BREN, București, 2006
14. Cerbu, Camelia (2014). Aspects concerning to the mechanical properties of the glass / flax /epoxy composite material, In: Proceeding of The 5th International Conference “AdvancedComposite Materials Engineering” COMAT 2014, 16-17 October 2014, Brașov, ISBN 978-606-19-0411-2, p.30-34
15. Cerbu, Camelia; Popa, Alexandru Constantin V. (2013). Modelarea Structurilor Mecanice, Editura Universității Transilvania din Brașov, ISBN 978-606-19-0331-3, 2013, 396 pagini
16. Donald F. Adams -CMH-17, Composite Materials Handbook, Volume 1“Experimental Characterization of Advanced CompositeMaterials,” , Leif A. Carlsson, andR. Byron Pipes, CRC Press.
17. Donald F. Adams -CMH-17, Composite Materials Handbook, Volume 1“Experimental Characterization of Advanced CompositeMaterials,” , Leif A. Carlsson, andR. Byron Pipes, CRC Press.
18. Donald F. Adams -CMH-17, Composite Materials Handbook, Volume 1“Experimental Characterization of Advanced CompositeMaterials,”, Leif A. Carlsson, and R. Byron Pipes, CRC Press.
19. Drechsler, K. Unveröffentliches Vorlesungsskript. TU Stuttgart/München, LCC : s.n., 2009.
20. Donald F. Adams,Leif A. Carlsson, and R. Byron Pipes Experimental Characterization of Advanced Composite Materials,” , CRC Press.
21. Ermanni, Paolo. Composites Technologien. Zürich : s.n., 2007
22. Franjicevic Mario, Trends in European light vehicle production, HIS Automotive Customer Briefing, Frankfurt, Germany, 17 June 2015
23. Gheorghiu, H., Hadar, A., Constantin, N., Analiza structurilor din materiale izotrope si anizotrope, Printech, Bucharest, 1998.
24. Gude, M., Hufenbach, W.; TU Dresden, Institut für Leichtbau und Kunststofftechnik.
25. Gheorghiu, H., Hadar, A., Constantin, N., Analiza structurilor din materiale izotrope si anizotrope, Printech, Bucharest, 1998.
26. Goia, I., Teodorescu, H., Rosu, D., A Model of A Rigid Sandwich Composite Structure, The 1st International Conference on Computing and Solutions in Manufacturing Engineering CoSME'04, Sinaia, p. 297, 15th-17th September, 2004.
27. Goia, I., Teodorescu, H., Rosu, D., An Ultra Lightweight and Tough Sandwich
Composite Structure. A Theoretical Approach and A Comparison. 10th International Symposium on Experimental Stress Analysis and Material Testing, Sibiu, p. 3-41, 22nd-23rd October, 2004.
28. Galfi, B., Ionescu, R. D., Munteanu, R., & Secara, E. (2015). RT500/RT800 Sandwich Composite Laminate with COREMAT Subjected to Bending Tests. Procedia Technology, 19, 239-246. doi:10.1016/j.protcy.2015.02.035
29. Gheorghiu, H., Hadar, A., Constantin, N., Analiza structurilor din materiale izotrope si anizotrope, Printech, Bucharest, 1998.
30. Holmes, M., Global carbon fibre market remains on upward trend. Reinforced Plastics,
58(6), 38-45. doi:10.1016/s0034-3617(14)70251-6, 2014
31. Heitz, T. The physical-mechanical properties of structural components made of fiber composite materials in the application of steering columns in cars, Doctoral Thesis, Brasov, Romania, 2013
32. Heitz T.-Performantele fizico-mecaniceale pieselor din materiale compozite
utilizate pentru coloana de direcție a autovehiculului, Teză de doctorat, 2013, Brasov,România
33. Hodgkinson, J. M. (1990) An Experimental Comparison of ASTM, BSI and CRAG Standard Test Methods for the Determination of Mechanical Properties of Composite Materials, The Centre for Composite Materials, Technical Report 90/02,Imperial College, London.
34. Heitz, T. Analysis of using CFK material for steering columns components in passenger vehicles.CONAT2010: Transilvania University Press,, 2010. ISSN-2069-0401, vol. 2, page 245-253.
35. Heitz, T. Analysis of using CFK Material for steering columns components in passenger vehicles -2nd Edition. [Buchverf.] A. Chiru. The Automobile and the Enviroment. 2nd Edition. Newcastle, Cambridge Scholars Publishing, ISBN (10) 1-4438-2972-2, 2011.
36. Heitz, T., Regner, S. und Schacht, A. Lenksäule mit im Flechtverfahren hergestellten Faserverbundelementen. DE 10 2012 005 434 B3 Deutschland, 13.. 04. 2013.
37. Heitz, T. und Chiru, A. Analysis of using CFK material for steering columns components in passenger vehicles – Part 2. Valencia: FISITA,13th EAEC Automotive Congress,2011. C54
38. Henschke, Tillmann. Diplomarbeit. FE-Modellierung von gewickelten CFK Bauteilen. Dresden : s.n., 2012.
39. Holmes, M. (2014). Global carbon fibre market remains on upward trend. Reinforced Plastics, 58(6), 38-45. doi:10.1016/s0034-3617(14)70251-6
40. Hadăr, A., Probleme locale la materiale compozite, Teză de doctorat, U.P.B., 1997
41. Hadăr, A. (2002). Structuri din compozite stratificate. Metode, algoritmi și programe de calcul,Editura Academiei Române, București
42. Hodhkinson J.M- Mechanical testing of advanced fibre composites-Published in North and South America by CRC Press LLC,2000 Corporate Blvd, Boca Raton FL 33431, USA
43. Joris Degrieck and Wim Van Paepegem, “Fatigue Damage Modeling of Fiber Reinforced Composite Materials – Review”, Applied Mechanics, 2001, 54, pp.279-300.
44. Jones, R.M.,. (1975)- Mechanics of composite materials, Hemisphere Publ. Co., New York Vorlesungsskript Berechnungund Strukturoptimierung. Dresden: s.n., 2009.
45. Kyungsik Kim, Chai H. Yoo, Analyticalsolution to flexural responses of annularsector thin-plates, Thin-Walled Structures,Volume 48, Issue 12, December 2010, Pages879-88
46. Kraus T., Witten E., Market developments, trends, outlook and challenges, Composites Market Report, November 2016
47. Lipták, B. G. The instrument engineers' handbook. Boca Raton: CRC Press, 2002
48. N.Iosipescu, Journal of materials,1967, 537-566
49. Mallik, P.K., Fiber Reinforced Composite Materials. Manufacturing and design, Dept. of Mechanical Engineering, University of Michigan, Dearborn, Michigan, Marcel Dekker Inc., New York, Basel, Hong Kong, 1993.
50. Murphy, J., Reinforced Plastics. Handbook, second edition, Elsevier Advanced Technology, Oxford, 1998.
51. Nettles, A. T., & George C. Marshall Space Flight Center. (1994). Basic mechanics of laminated composite plates. Huntsville, AL: George C. Marshall Space Flight Center.
52. M.A. Badie, E. Mahdi and A.M.S. Hamouda, An Investigation into Hybrid Carbon/Glass Fiber Reinforced Epoxy Composite Automotive Drive Shaft, Materials and Design, 2011, 32, pp.1485–1500.
53. Narayanan V., Maurer A., Rad L.E, Globalisation of the automotive industry-focus on german automotive manufacturers, Romanian Journal of Automotive Engineering, no.1, volume 21,2015, ISSN 2284-5690
54. Puck, A., Grundlagen der Faserverbund-Konstruktion , Vorlesungsskript, Gesamthochschule Kassel, 1988.
55. Pötzl, Fabian. Diplomarbeit. Untersuchung des Leichtbaus in Lenksäulen mit CFK. Konstanz : s.n., 2010.
56. Pichler, B., In Kollegger International Conference on Mechanics and Physics of Creep, Shrinkage, And Durability of Concrete and Concrete Structures, In Hellmich, C., J.American Society of Civil Engineers. (2015). CONCREEP 10: Mechanics and Physics of Creep, Shrinkage, and Durability of Concrete and Concrete Structures : Proceedings of the 10th International Conference on Creep, Shrinkage, and Durability of Concrete and Concrete Structures, September 21-23, 2015 Vienna, Austria.
57. Rad L.E, T. Heitz, A. Chiru, "New Concept Manufacturing Steering Column Console in Composite Materials", Advanced Materials Research, Vol. 1128, pp. 187-195, Oct. 2015
58. Rad L.E, A. Chiru, C. Leahu, -" Calculation of the Steering Column Bracket Made of Composite Materials Reinforced with Continuous Fibers", pp 567-575, Proceedings of the European Automotive Congress EAEC-ESFA 2015
59. Rad L.E, A. Chiru, C. Leahu, D. Dogariu-"Composite Materials Testing Method Steering Column Bracket Test", pp 553-565, Proceedings of the European Autootive Congress EAEC-ESFA, 2015
60. Rad L.E., Chiru A., Manufacturing processes for composite materials steering column parts, Romanian Journal of Automotive Engineering, no.2, volume 21,2015, ISSN 1842-4074
61. Rad L.E., Chiru A. (2017) Applicability of Composite Forming Technologies for Automotive Components. In: Chiru A., Ispas N. (eds) CONAT 2016 International Congress of Automotive and Transport Engineering. CONAT 2016. Springer, Cham,
DOI: 10.1007/978-3-319-45447-4_60, ISBN 978-3-319-45446-7
62. Rouby, D (1975)- Materiaux composites, INSA de Lyon
63. Rouby, D (1975)- Materiaux composites, INSA de Lyon
64. Rosu, D., Tomescu, T., Structures from Composite Materials in Aeronautical Constructions, Buletinul AGIR nr. 2, p. 70, 2000.
65. Rosu, D., Tomescu, T., Constructive Elements Made From Composite Materials For Planes, Buletinul AGIR nr. 2-3, p. 70, 2001.
66. Rosu, D., Teodorescu, H., Goia, I., A Rigid Sandwich Composite Structure. A Theoretical Approach and A Comparison,Proceedings of Scientific Session Constructions-Plants CIB 2004, Brasov, p. 63, 18th-19th November, 2004.
67. Roșca, I.C. (2009). Mechanical Vibrations, ISBN 978-973-598-648-3, Editura UniversitățiiTransilvania din Brașov
68. Li, J. et al. 1997, Journal of Composites Technology and Research, 174-183
69. Murphy, J., Reinforced Plastics. Handbook, second edition, Elsevier Advanced Technology, Oxford, 1998.
70. Lemaitre, J. How to Use Damage Mechanics. Nuclear Engineering and Design., 1984
71. Taca, C. & Paunescu. Composite materials., ISBN 9789737558440, MatrixRom, Bucuresti, 2012
72. Teodorescu,H., Fundamentele și mecanica materialelor compozite. Editura Universității TRANSILVANIA,2007.
73. Teodorescu, H., Rosu, D., Teodorescu, F., The behaviour at temperature and humidity variations of fiber-reinforced composite structures, Revista Constructia de Masini, 56, nr. 7-8, p. 54, 2004.
74. Teodorescu, H., Goia, I., Rosu, D., Birtu, C., Teodorescu, F., The increase of cracking limits of glass-fabric/polyester-resin composite tubes, Revista de Ecologie Industriala, nr. 10-12, p. 20, 23rd-24th November, 2000.
75. Teodorescu, H., Rosu, D., Teodorescu, F., The behaviour at temperature and humidity variations of fiber-reinforced composite structures, Revista Constructia de Masini, 56, nr. 7-8, p. 54, 2004.
76. Tsai, S.W., Hahn, H.Th., Introduction to Composite Materials, Technomic Publishing Co. Inc., Westport, 1980.
77. Țăranu, N., Decher D., Secu Al., Isopescu, D., Entuc, I., (2001) ,,Modern building elements made of glass-reinforced polyesters.” Proceedings of the International Conference on Composites in Materials and Structural Engineering “CMSE/1”. Prague.
78. Teodorescu D., Vlase S., Chiru A., Purcarea A., Munteanu V., Theoretical and experimental approaches regarding the stiffness increase of fibre-reinforced composite structures. Advances in manufacturing engineering quality and production systems, Proceedings of the 1st International Conference on Manufacturing Engineering, quality and production systems (MEQAPS 09), Vol. II, Ttransilvania University of Brasov, Romania, 2009 ISSN 1790-2769
79. Țăranu, N., Secu Al., Decher, E., Isopescu, D (1992)- Structuri din materiale compozite și asociate, Ed. Universității Tehnice « Gh. Asachi », Iași
80. Timoshenko, Stephen, and S Woinowsky-Krieger. Theory of Plates and Shells. New York: McGraw-Hill, 1959.
81. Sims G.D, ‘Validation results from VAMAS and ISO round robin exercises’,
Tenth International Conference on Composite Materials, Whistler, Vancouver,
BC, Canada, eds A Poursartip and K Street,Woodhead, Cambridge, UK,Vol 4,
1995, 195–202.
82. Scutaru,L., Transferul termic prin panouri tip sandwich utilizate în construcția caselor , Ed. Universității TRANSILVANIA, 2007.
83. Sturgeon J.B, Fatigue Testing of Carbon Fibre Reinforced Plastics, Royal Aircraft Establishment, Farnborough, UK, Technical Report 75135, 1975
84. Scutaru,L., Transferul termic prin panouri tip sandwich utilizate în construcția caselor , Ed. Universității TRANSILVANIA, 2007.
85. Ventsel E., Krauthammer T. “Thin Plates and Shells-Theory, Analysis and Applications”, Dekker NY. (2001), pp.200 – 225
86. Vlase,S., s.a., Materiale compozite. Metode de calcul. Editura Universității TRANSILVANIA, 2007.
87. Vlase,S.,s.a. Mecanica materialelor compozite armate cu fibre. Editura INFOMARKET, 2008
88. Volkswagen AG. Manuell verstellbare Lenksäule PQ35GP und PQ24 mod.(caiet de sarcini). 2005.
89. Vallons, K. (2015). Databases for fatigue analysis in composite materials. Fatigue of Textile Composites, 75-82. doi:10.1016/b978-1-78242-281-5.00004-3
90. Yen-Liang Yeh, Cheng Chi Wang, Ming-JyiJang, Using finite difference and differential transformation method to analyze of large deflections of orthotropic rectangular plate problem, Applied Mathematics and Computation, Volume 190, Issue 2, 15 July 2007, Pages 1146-1156
91. Wiedemann, J., Elastizität und Festigkeit von Bauteilen aus GFK. In: Ehrenstein, G.W. (editor) Glasfaserverstärkte Kunststoffe, Grafenau: Expert, 1981.
92. Wiedemann, J., Leichtbau. Band 1: Elemente, Springer-Verlag, 1986.
93. Wiedemann, J., Leichtbau. Band 2: Konstruktion, Springer-Verlag, 1989.
94. Klein, Bernd. Leichtbau-Konstruction. Wiesbaden : s.n., 2007. ISBN 978-3-8348-02712.
95. Wiedemann, Johannes . Leichtbau – Elemente und Konstruction. Berlin : s.n., 2007. ISBN 978-3-540-33656-7.
96. Xu, A. C., & Bao, L. M. (2013). Manufacture of Fabric Reinforced Thermoplastic Composites with High Fiber Volume Fraction. Advanced Materials Research, 796, 301-305. doi:10.4028/www.scientific.net/amr.796.301
97. Wüstenhagen, S., Krombholz, A., Theumer, T., Funke, P., & Lange, O. (2017). Light Weight Vehicle in Natural Fibre Composite. Key Engineering Materials, 742, 753-759. doi:10.4028/www.scientific.net/kem.742.753
98. WANG, Y. (2014). Optimization of Multi-axle Steering Linkage with Active Rear Axles Steering. Journal of Mechanical Engineering, 50(6), 107. doi:10.3901/jme.2014.06.107
99. ***-ATZ-Economic lightwieght steering columns with CFRP components, Springer Fachmedien Wiesbaden ATZextra Worldw (2014) 19: 61. doi:10.1007/s40111-014-0465-0 118.
100. ***-Du Pont. "Technical Guide Kevlar Aramid Fiber."Kevlar® Aramid Fiber. Du Pont.Web.11Apr.2012.http://www2.dupont.com/Kevlar/en_US/assets/downloads/KEVLAR_Technical_Guide.pdf>.
101. ***-Conference on Composites, Advanced Ceramic Materials, And Structures, Lin, H.-T, Singh, M., & American Ceramic Society. (2002). 26th Annual Conference on Composites, Advanced Ceramics, Materials, and Structures, A-[B]: January 13-18, 2002, Cocoa Beach, Florida. Westerville, OH: American Ceramic Society.
102. ***-ASTM D 4762, “Standard Guide for Testing Polymer Matrix Composite Materials”
103. ***-ASTM Annual Book of ASTM Standards, Volume 15.03, Space Simulation; Aerospace and Aircraft; Composite Materials
104. ***-United States. (2002). Composite materials handbook: Materials usage, design, and analysis.
105. ***-Introduction to Mechanics of Composite Materials. (2011). Mechanics of Fiber and Textile Reinforced Cement Composites, 75-98. doi:10.1201/b11181-7
106. ***-International Standards Organization, ISO 14040: environmental management-life cycle assessment-principles and framework, ISO 14041.Goal and scope definition and inventory analysis, ISO 14042. life cycle impact assessment ISO/CD 14043 life cycle interpretation; 1998.
107. ***-Topocrom-Oberflächen-Technologie.(n.d.).Retrieved-from-http://www.topocrom.com
108. ***-REWAS (Symposium), In Kirchain, R. E., Minerals, Metals and Materials Society, Minerals, & Metals and Materials Society. (2016). REWAS 2016: Towards materials resource sustainability ; proceedings of a symposium sponsored by the Recycling and Environmental Technologies Committee, the Materials and Society Committee, the Extraction & Processing Division, and the Light Metals Division of the Minerals, Metals & Materials Society (TMS) held during TMS 2016, 145th Annual Meeting & Exhibition, February 14-18, Downtown Nashville, Tennessee, Music City Center.
109. ***-Composite Oracle. Composite Oracle – Fibers – Toray T700 – Extra 24K. Composite Oracle. [Online] [Cited: 05 21, 2013.] http://www.composite-oracle.com/fibers
110. ***-AVK – Industrievereinigung Verstärkte Kunstoffe. H andbuch Faserverbundkunststoffe: Grundlagen, Verarbeitung, Anwendungen. Wiesbaden : s.n., 2010. ISBN 978-3-8348-0881-3.
111. ***-Topocrom. Carbon processing. [Online] [Cited: 05 02, 2013.] http://www.topocrom.com/content/pdf/Topocrom_Brochure_Carbonprocessing_D.pdf.
112. ***-Stako. CNG Tanks CNG-3. [Online] [Cited: 05 07, 2013.] http://www.stako.pl/index.php?id=product&prod=30&kat=2&alias=CNG-3&lang=en.
113. ***-Mikrosam. MAW20 MC. [Online] [Cited: 04 05, 2013.] http://www.mikrosam.com.mk/filament/maw20mc/maw20mc.html.
114. ***-Fibrolux GMBH. Pultrusion. [Online] [Cited: 01 20, 2013.] http://fibrolux.com/main/knowledge/pultrusion
115. ***-Toray. Torayfa – T700S Data Sheet. [Online] 2011. [Zitat vom: 08. 12. 2011.] www.toraycfa.com/pdfs/t700sDataSheet. pdf.
116. ***-ASTM Annual Book of ASTM Standards, Volume 15.03,Space Simulation; Aerospace and Aircraft; Composite Materials
117. ***-ASTM D 4762, “Standard Guide for Testing Polymer Matrix Composite Materials
118. ***-Mikrosam.MAW20MC.[Online][Cited:04052013.] http://www.mikrosam.com.mk/filament/maw20mc/maw20mc.html.
119. ***-ASTM Annual Book of ASTM Standards, Volume 15.03,Space Simulation; Aerospace and Aircraft; Composite Materials
120. ***-ASTM D 4762, “Standard Guide for Testing Polymer Matrix Composite Materials
121. ***-ISO 5725, 1986; BS 5497: Precision of Test Methods, BSI (London), 1987.
122. ***-ASTM E 691-92: ‘Standard practice for conducting an interlaboratory study to
determine the precision of a test method’, Annual Book of ASTM Standards,
Section 14, General Methods and Instrumentation,Vol 14.02, 1992.
123. ***-ASTM D 790M-93: ‘Standard test methods for flexural properties of unreinforced
and reinforced plastics and electrical insulating materials’, Annual Book
of ASTM Standards, Section 8, Plastics,Vol 8.01, 1994.
124. ***-ISO 1924-2: ‘Paper and board – Determination of tensile properties – Part 2:
Constant rate of elongation method’, 1995.
125. ***-Lucintel LLC, „Assessment of Global Carbon Fiber and Carbon Composites
Market,“ 2015.
126. ***-Toray Global, „Production Capacity Toray Group,“ 04 2015. [Online]. Available:
http://www.toray.com/ir/management/man_010.html. [Zugriff am 31 08 2015].
127. ***-CompositesWorld, „CompositesWorld Industry News,“ Gardner Business Media, Inc.,2012 2010. [Online]. Available: http://www.compositesworld.com/news/aksa-adds-second- carbon-fiber-production-line. [Zugriff am 28 07 2015].
128. ***-Hexcel Corporation, „News Hexcel Corporation,“ 21 05 2015. [Online]. Available:
http://www.hexcel.com/news/market-news/news-20150521. [Zugriff 2015].
129. ***-Continuous impregnation of carbon-fibre rovings | JEC Group. (n.d.). Retrieved from http://www.jeccomposites.com/news/composites-news/continuous-impregnation-carbon-fibre-rovings
130. ***-Fiber reinforcement forms (2015) : CompositesWorld. (n.d.). Retrieved from http://www.compositesworld.com/articles/fiber-reinforcement-forms-2015
131. ***-Researchers develop self-repairing material : CompositesWorld. (n.d.). Retrieved from http://www.compositesworld.com/news/researchers-develop-self-repairing-material-
132. ***-SGL Group combines fibers and materials into single business unit : CompositesWorld. (n.d.). Retrieved from http://www.compositesworld.com/news/sgl-group-combines-fibers-and-materials-into-single-business-unit
133. ***-Huntsman announces 60-second cycle times with compression process : CompositesWorld. (n.d.). Retrieved from http://www.compositesworld.com/news/huntsman-announces-60-second-cycle-times-with-compression-process
134. ***-Market Reports, Market Research Reports, Industry Research Reports. (n.d.). Retrieved from http://www.lucintel.com/keyword-search.aspx?keyword=composite
135. ***-Steering Column. (n.d.). Retrieved from http://www.formula1-dictionary.net/steering_column.html
136. ***-Filament winding and other composite production processes – Autonational Group. (n.d.). Retrieved from https://www.autonational.com/composite-production-procesess/
137. ***-Fabrication methods (2015) : CompositesWorld. (n.d.). Retrieved from http://www.compositesworld.com/articles/fabrication-methods-2015
138. ***-State of the Composites Industry – 2016 | Composites Manufacturing Magazine. (n.d.). Retrieved from http://compositesmanufacturingmagazine.com/2016/01/state-of-the-composites-industry-lucintel-2016/
139. ***-Our-Products.-(n.d.).-Retrieved-from http://www.dowautomotive.com/products/voraforce.htm
140. ***-Can We Hit the Target?: The 54.5-MPG Fuel-Economy Standard Looms Large – Feature – Car and Driver | Car and Driver Blog. (n.d.). Retrieved from http://blog.caranddriver.com/the-54-5-mpg-cafe-target-looms-large-heres-how-companies-currently-stack-up/
141. ***-History of composites – overview. (n.d.). Retrieved from http://authors.library.caltech.edu/5456/1/hrst.mit.edu/hrs/materials/public/composites/Composites_Overview.htm
142. ***-The markets: Automotive (2016) : CompositesWorld. (n.d.). Retrieved from http://www.compositesworld.com/articles/the-markets-automotive-2016
143. ***-How an i3 is born – Automotive Manufacturing Solutions. (n.d.). Retrieved from http://www.automotivemanufacturingsolutions.com/focus/how-an-i3-is-born
144. ***-BMW automobiles : BMW AG website. (n.d.). Retrieved from http://www.bmw.com/com/en/insights/corporation/bmwi/concept.html
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Investește în oameni [307016] (ID: 307016)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.