Microsoft Word – Caroserii_ISBN.doc [308323]

CADRELE ȘI CAROSERIILE AUTOVEHICULELOR

Caroseriile autovehiculelor

1.1.1 Rolul, condiŃiile impuse și clasificarea caroseriilor

Caroseria reprezintă partea superioară a automobilului (suprastructura) și este amenajată pentru transportul persoanelor și al bunurilor și pentru montarea diferitelor utilaje și instalaŃii pentru efectuarea de diferite lucrări sau pentru prestarea de servicii. La construcŃ[anonimizat] o [anonimizat]. [anonimizat], [anonimizat]Ńial sarcinile exterioare ([anonimizat]), [anonimizat]Ńele provenite din mișcarea automobilului (în acest caz cadrul nu mai este întâlnit ca element distinct).

Caroseria unui automobil trebuie să satisfacă următoarele cerinŃe:

să aibă o formă cât mai aerodinamică; să fie cât mai ușoară și cât mai rezistentă;

să prezinte o [anonimizat]Ńei de circulaŃie; să fie confortabilă.

[anonimizat]: forma, destinaŃia și datele tehnice impuse.

Criteriul principal de clasificare a caroseriilor este destinaŃ[anonimizat]Ń[anonimizat], datele tehnice și modul de construcŃie.

[anonimizat]:

caroserii de autoturisme; [anonimizat]; caroserii de autocamioane; caroserii cu destinaŃie specială.

1.2 Cadrul și șasiul autovehiculelor

1.2.1 Rol și caracteristici

Cadrul este suportul tuturor organelor autovehiculului. Denumirea de “șasiu”, [anonimizat] (înŃ[anonimizat], suspensia, trenurile de rulare și direcŃia).

[anonimizat]-un număr variabil de traverse sudate electric sau nituite de acestea.

[anonimizat], cu o [anonimizat]Ń[anonimizat] o montare ușoară a diferitelor organe auxiliare și a caroseriei. PreŃ[anonimizat]Ń[anonimizat] o bună stabilitate de exploatare.

Forma cadrului este determinată în mare parte de modul de dispunere a [anonimizat] a motorului, de felul suspensiei și de poziŃia punŃii motoare. Pentru bracarea roŃilor de direcŃie, cadrul se va îngusta progresiv la partea din faŃă. Cadrele autovehiculelor pot fi clasificate după cum urmează:

Cadru cu lonjeroane;

Cadru cu tub central;

Cadru platformă;

Cadru combinat.

La construcŃia acestora sunt utilizate diferite tipuri de profiluri constructive; U deschis, U închis, tubular și eliptic. Lonjeroanele legate prin traverse sunt executate din oŃel de profil U sau sunt ambutisate din tablă de oŃel cu înălŃ[anonimizat]Ńie de solicitări.

La unele construcŃii sunt utilizate lonjeroane cu secŃ[anonimizat]Ńiune variabilă au o greutate mai redusă. TendinŃa actuală în construcŃia de mașini este de a folosi profiluri de secŃiune închisă, deoarece prezintă o rigiditate mai mare la torsiune. Pentru a mări rigiditatea cadrului, în locurile de îmbinare a lonjeronului cu traversa se prevăd guseuri sau diagonale din tablă de oŃel. Uneori, pentru consolidarea locală a cadrului se utilizează profiluri suplimentare care se sudează de lonjeroane.

Oricare ar fi modul de realizare, cadrele prezintă diverse traverse de prindere sau de rezistenŃă, care permit montarea caroseriei pe cadru prin asamblare cu șuruburi, sau prin sudare de cadru. De asemenea cadrul este prevăzut cu diverse suporturi de prindere a motorului.

Rigiditatea unui cadru este calitatea sa esenŃială. Pentru menŃinerea caroseriei într-o stare foarte bună cadrul trebuie să nu sufere deformaŃii în timpul exploatării, iar pe de altă parte, echilibrarea motorului necesită ca punctele sale de sprijin să fie imobile și mai ales să nu fie dispuse în zone ale cadrului care permit transmiterea vibraŃiilor.

Cadrul clasic, cu lonjeroane și traverse este utilizat de preferinŃă în cazul autocamioanelor, autoutilitarelor, a autoturismelor mari sau de teren și la autoturismele de curse, care au caroserie sumară. În cazul autoturismelor, se adoptă frecvent soluŃii mai simple, deși nu se pierde nimic din rigiditate și rezistenŃă. Aceste soluŃii pot fi de următoarele tipuri: șasiul de tip grindă, caroseria monococă, caroseria autoportantă (cu șasiu integrat), infrastructura de tip platformă, pe care se sudează caroseria.

1.2.2 ConstrucŃia cadrelor

Cadrele clasice

Forma lonjeroanelor și a cadrului este condiŃionată de probleme de rezistenŃă (lonjeroane mărite la mijloc), de bracarea roŃilor faŃă (îngustarea distanŃei dintre lonjeroane) și de dezbaterea punŃilor (deplasări pe verticală, în special ale punŃii spate).

Lonjeroanele pot fi profiluri în I (la autocamioane), sau grinzi din tablă de oŃel ambutisată în formă de U, pentru vehiculele mai ușoare. Frecvent, pentru autoturisme, lonjeroanele din tablă profilată se înlocuiesc cu tuburi de secŃiune dreptunghiulară. Lonjeronul este format din două elemente, dintre care unul nu este decât un simplu capac, asamblat prin sudură electrică, sau, mai rar, prin nituire Figura 1-1.

Figura 1-1 Tipuri de lonjeroane bloc

Traversele sunt fabricate după aceeași tehnică precum lonjeroanele. Aceste cadre se numesc cadre tubulare. Ele oferă o rigiditate și o rezistenŃă mult superioare faŃă de cadrele clasice, la aceeași masă de material, dar prezintă inconvenientul de a nu permite utilizarea asamblărilor filetate pentru fixarea diverselor organe pe șasiu. Pentru aceasta se folosește sudura oxi-acetilenică sau electrică, mai ales pentru fixarea caroseriei pe șasiu. Anumite cadre tubulare prezintă diferite decupări ce permit utilizarea asamblărilor filetate pentru fixarea diferitor organe ale autovehiculului.

Autobuzele moderne de transport rutier și de turism au cadru distinct, cu lonjeroane curbate deasupra celor două punŃi, asigurând așezarea cât mai joasă a platformei, pentru un centru de greutate coborât, ușurând totodată urcarea pasagerilor. Curbura în plan vertical conduce, de asemenea, la îmbunătăŃirea stabilităŃii autovehiculului, prin coborârea centrului de greutate.

La autocamioane, cadrul se execută din lonjeroane legate între ele prin traverse. Lonjeroanele sunt executate din profil U cu înălŃimea variabilă, funcŃie de valoarea momentului încovoietor. Pentru rigidizarea traverselor se prevăd diagonale din Ńeavă rectangulară. Pe traversa din spate cadrul are montat dispozitivul de remorcare iar, pentru protejarea caroseriei, la partea din faŃă se montează o bară de protecŃie, Figura 1-2. Pentru reducerea forŃelor care se transmit caroseriei autovehiculului cu care are loc coliziunea, în special în cazul ciocnirii cu un autoturism, când diferenŃa de mase dintre vehicule este semnificativă, barele de protecŃie la autocamioanele contemporane sunt fixate pe lonjeroanele cadrului prin intermediul unor absorbanŃi de energie. Aceștia au rolul de a disipa un procent din energia de impact în structura absorbantă, care poate fi, vezi Figura 1-2, de tip telescopic. Pentru evitarea efectului de „împănare”, în cazul coliziunii din spate dintre autovehicule, standardul ECE 42 indică obligativitatea ca toate autocamioanele și autoutilitarele să fie echipate la partea din spate cu bare suplimentare de protecŃie (antiîmpănare) poziŃionate la o înălŃime de 445 mm faŃă de sol. PoziŃionarea barei parașoc spate faŃă de nivelul solului se va face Ńinând cont de gradul de încărcare a autovehiculului și de regimul de deplasare, accelerare, mers uniform, frânare. SituaŃia cea mai dezavantajoasă de ciocnire spate, între un autoturism și o autoutilitară, este reprezentată de sarcina utilă nulă a autoutilitarei și deplasarea în regim de frânare. În acest caz mișcarea de tangaj și absenŃa sarcinii pe puntea spate vor duce la mărirea distanŃei dintre bara parașoc spate a autoutilitarei și sol, existând pericolul ca autoturismul care vine din spate să se „împăneze”. Putem concluziona că asigurarea unei capacităŃi mari de trecere sau o majorare a poziŃiei caroseriei faŃă de sol trebuie să fie combinată cu asigurarea unor dispozitive de protecŃie contra împănării, care să satisfacă securitatea tuturor participanŃilor la trafic. În vederea consolidării lonjeroanelor, respectiv pentru rigiditatea cadrului, se utilizează traverse în formă de X, executate ca grinzi de egală rezistenŃă cu zăbrelele. Pentru a permite bracarea roŃilor de direcŃie, lonjeroanele laterale se curbează în planul orizontal, și se fixează cu traverse obișnuite și cu traverse diagonale.

Figura 1-2 Bara de protecŃie montată prin elemente deformabile pe cadru

La autoturismele cu suspensie independentă a roŃilor se folosește un cadru cu tub central, care servește simultan și pentru închiderea arborelui longitudinal. Comparativ cu cadrul cu lonjeroane acesta este mai rigid, mai ușor și creează roŃilor o mare mobilitate.

Îmbinările cadrului sunt făcute prin nituire iar, mai nou, prin sudare în capete după procedeul prin rezistenŃă în stare solidă, prin puncte sau prin cusătură în relief. Pentru toate procedeele trebuie îndeplinite condiŃiile fundamentale în vederea obŃinerii unor suduri de calitate.

Astfel, la sudarea în capete trebuie executată o încălzire uniformă a capetelor celor două piese de îmbinat. Pentru sudarea în relief se cere o curăŃare îngrijită a suprafeŃelor. Nedecaparea sau neînlăturarea depunerilor pe ridicături modifică rezistenŃa lor de contact și, astfel, curentul se repartizează uniform asupra ridicăturilor.

Ridicăturile nu trebuie să fie aplatizate înainte, dar dacă aplatizarea are totuși loc înainte de formarea nucleului topit, atunci încălzirea locală încetează și sudura nu se mai produce. De fapt, după aplatizarea ridicăturii, plăcile se ating pe toată suprafaŃa lor și curentul trece de la părŃile încălzite, spre părŃile mai reci deoarece rezistenŃa elastică a acestora este mai mică. FaŃă de forŃa de apăsare, ridicăturile trebuie să fie destul de rezistente și aceasta se obŃine prin alegerea unor forme potrivite care trebuie realizate cu mare exactitate. 0 serie de particularităŃi ale sudării prin puncte sunt determinate de însuși caracterul acestui procedeu și nu depind decât în mică măsură de felul materialului. La sudarea prin puncte a cadrelor și caroseriilor auto munca manuală a fost înlocuită de robotizarea operaŃiilor. ConstrucŃiile cadrelor sunt utilizate în general la autocamioane și autospeciale, însă la autobuzele și autoturismele cu caroserii metalice închise, caroseria preia parŃial sau integral funcŃia de element de rezistenŃă a cadrului. Acest tip de caroserie este numită convenŃional caroserie semiportantă sau caroserie portantă.

La unele autobuze cadrul este consolidat prin elementele caroseriei, întregul ansamblu formând un tub de dimensiuni mari cu secŃiune dreptunghiulară, rezistent la solicitările dinamice la care este supus autovehiculul.

Anumite cadre prezintă doar întărituri în X pentru mărirea rigidităŃii, sau sunt constituite din lonjeroane și traverse tubulare.

Cadrul în X

În Figura 1-3 este prezentat un cadru în X cu secŃiune centrală dreptunghiulară. Lonjeroanele cadrului pot fi de secŃiune tubulară sau dreptunghiulară. În partea anterioară se utilizează traverse masive care servesc drept suport pentru elementele suspensiei punŃii faŃă și a motorului. Suporturi transversale sunt sudate pe lonjeroane pentru a servi drept bază de prindere a caroseriei. Curbura în plan vertical a șasiului se poate utiliza atât în dreptul punŃii spate (pentru a permite montarea punŃii, dar și pentru a permite comprimarea arcurilor suspensiei), cât și în dreptul punŃii faŃă, coborându-se astfel centrul de masă al cadrului. Evaluarea capacităŃii structurilor de autovehicule de a disipa energia de impact prezintă o mare importanŃă. Astfel fiecare element al unei structuri trebuie să aibă un rol bine definit și o anumită capacitate de disipare a energiei. Astfel, prin analize structurale, în funcŃie de unghiul de înclinare a lonjeroanelor pot avea loc deformaŃii prin încovoiere sau prin comprimare axială. Unghiul de înclinare longitudinală a lonjeronului, la care tendinŃa de deformare devine de comprimare axială, dintr-o tendinŃă de deformare prin încovoiere, se numește unghi critic. Ca exemplu, o modificare de numai un grad a unghiului de înclinare longitudinală a lonjeronului are ca efect o modificare a energiei necesară deformaŃiei acestuia cu 60%, în timp ce durata de deformare a structurii se dublează. În practică este de evitat pe cât posibil fenomenul de deformare prin compresiune axială, deoarece acesta implică rigidităŃi mare a părŃii frontale, adică un nivel ridicat al acceleraŃiilor care în final se transmit pasagerilor autovehiculului.

Figura 1-3 Cadru în X

Cadrul de tip dreptunghiular

La acest tip de cadru, Figura 1-4, lipsește porŃiunea centrală de întărire, dar se utilizează traverse pentru obŃinerea rigidităŃii necesare.

Figura 1-4 Cadru dreptunghiular

Lonjeroanele sunt de asemenea de secŃiune dreptunghiulară. Cadrele dreptunghiulare sunt întâlnite în construcŃia autocamioanelor actuale. Prin montarea pe acestea a grupului motopropulsor, sistemului de frânare și direcŃie, precum și a cabinelor se obŃin așa numitele „șasiuri autopropulsate”.

Cadrul cu întărituri.

Acest tip de șasiu, Figura 1-5, se utilizează mai ales la unele tipuri de autoturisme break sau coupe. Se remarcă curburile în plan vertical pentru fixarea elementelor suspensiei și care au rolul de a coborî centrul de masă. Curbarea în plan vertical a lonjeroanelor are ca efect micșorarea rigidităŃii părŃii frontale a cadrului în cazul unor coliziuni.

Figura 1-5 Cadru cu întărituri

1.2.3 ConstrucŃii speciale

Printre construcŃiile speciale, care se apropie prin formă și concepŃie de cadrele clasice, se găsește șasiul de tip grindă, care se asociază în mod frecvent cu suspensia cu roŃi independente și lipsa punŃii rigide, dar care necesită caroserie independentă.

Cadrul platformă este compus din două lonjeroane și traverse legate între ele prin panouri de tablă ambutisată, cu nervuri pentru mărirea rigidităŃii.

Cadrul combinat are în partea centrală un tub iar, la cele două capete lonjeroane. acest tip de cadru este foarte rar utilizat în construcŃia de autovehicule rutiere. În dreptul punŃilor lonjeroanele sunt curbate în sus pentru a permite montarea suspensiei fără a ridica prea sus caroseria.

Fiecare lonjeron are o mare rigiditate longitudinală, legăturile transversale dintre cele două lonjeroane permiŃând o oarecare elasticitate a cadrului, care pate suporta o torsionare fără deformaŃii majore.

Pentru realizarea unor autovehicule ușoare, odată cu apariŃia tracŃiunii pe puntea faŃă, s-a răspândit ideea unor caroserii monococă, sau a unor subansambluri de tip platformă, pe care se sudează ulterior caroseria. Această soluŃie conferă ansamblului șasiu – caroserie, care formează un tot omogen, o rigiditate mult mărită și o deformabilitate scăzută, la o greutate minimă. SoluŃia complică în mod considerabil demontarea elementelor caroseriei, în vederea reparării în caz de accident.

Caroseriile autoportante prezintă doar o podea foarte robustă, pe care se montează caroseria propriu-zisă, deosebit de rigidă, din tablă armată, prin diferite metode.

Organele mecanice se atașează de caroseria astfel rezultată.

SoluŃia denumită Dyna Panhard utilizează ca infrastructură o platformă pe care se montează ulterior prin sudură caroseria și punŃile.

Figura 1-6 Infrastructură de tip platformă

Firme precum Fiat și unele firme americane pleacă de la un cadru simplu, pe traversele și lonjeroanele căruia se construiește caroseria, soluŃia numindu-se șasiu integrat în caroserie. Toate elementele metalice, care formează caroseria reprezintă și suport pentru elementele direcŃiei, sistemului de frânare și de suspensie. Aceste elemente sunt sudate într-unul singur, creându-se astfel o singură componentă din piese metalice sudate. Panourile podelei și ansamblul lonjeroanelor, care includ și ansamblul pragurilor, conŃin elemente de prindere și sprijin pentru grupul motopropulsor, transmisie și suspensie. Lonjeroanele, ca și diferite traverse sunt de secŃiune dreptunghiulară, distribuind sarcinile pe suprafeŃe mari ale structurii.

Analizând cadrul autoturismelor Fiat 124, Renault 16, Moskvici 1500, Lada 1500 și altele în variante modernizate acesta este un tip platformă, lonjeroanele fiind solidarizate între ele prin fâșii de tablă cu nervuri. Grinda transversală este de tip cheson, în partea din faŃă, pentru a realiza o rezistenŃă suplimentară necesară susŃinerii motorului. La preluarea eforturilor participă în mare măsură și caroseria, care este semiportantă.

Constructorii de autoturisme sport utilizează adesea în construcŃiile lor cadre tubulare spaŃiale din care este realizată o structură de tip „cușcă de păsări”. Pe această structură construită din Ńevi se montează apoi punŃile directoare și motoare, motorul și transmisia, Figura 1-7.

Figura 1-7 Cadru tubular spaŃial folosit ca platformă de bază pentru autoturisme Lotus

AbsenŃa cadrului clasic nu este specifică numai autoturismelor. De asemenea, se construiesc în special autocare alcătuite din fâșii de tablă asamblate prin sudură și caracterizate prin absenŃa completă a lonjeroanelor și traverselor dintr-o singură bucată. Ansamblul este construit dintr-o structură de zăbrele formată din tuburi de secŃiune dreptunghiulară, făcute din tablă subŃire, de care se sudează plăcile care formează podeaua, montanŃii caroseriei, consolele și braŃele de prindere a organelor mecanice.

Toate asamblările se fac prin sudură electrică prin puncte, cu excepŃia consolelor și a braŃelor de prindere, care sunt sudate electric cu arc. Diferitele tuburi sunt încastrate și apoi sudate.

1.3 Caroseriile autoturismelor

În general caroseriile reprezintă suprastructura autovehiculelor, fiind amenajate pentru transportul persoanelor, a încărcăturii sau pentru instalarea diverselor utilaje tehnologice.

La autovehiculele moderne sunt prevăzute caroserii cu forme cât mai aerodinamice, rezistente la impact, cu o vizibilitate maximă pentru conducătorul auto în vederea măririi siguranŃei în circulaŃie, cu un grad ridicat de confort.

Caroseriile se clasifică după următoarele criterii:

caroserii neportante, la care eforturile sunt preluate exclusiv de cadru (șasiu). în acest caz cadrul fiind separat, iar caroseria este fixată elastic de acesta;

caroserii semiportante, care preiau parŃial eforturile datorate forŃelor care apar la deplasarea autovehiculului. La acest tip de caroserie podeaua este fixată rigid de cadru prin kiplinguri (șuruburi pentru lemn – Holzschraube sau Holzșurub), nituri sau prin sudură, dacă este metalică;

caroseriile autoportante preiau forŃele produse în mișcarea autovehiculului în cazul în care cadrul este suprimat.

Având în vedere că viteza de deplasare a autovehiculelor pe drumurile publice a crescut considerabil, o parte semnificativă din puterea motorului se consumă pentru învingerea rezistenŃei din partea aerului. Datorită acestui fapt forma caroseriilor moderne tinde spre cea mai optimă formă aerodinamică. La autoturismele cu viteze de peste 150 km/h, se impun măsuri speciale de îmbunătăŃire a formei caroseriilor.

În timpul deplasării autovehiculul este supus acŃiunii laterale a vântului, care determină modificarea, în sens negativ, a stabilităŃii longitudinale. Pentru aceasta este necesar ca profilul caroseriei să fie proiectat cu o suprafaŃă laterală mare înspre partea posterioară, astfel ca centrul de presiune al acestei suprafeŃe să fie deplasat spre spate. SuprafaŃa laterală nu trebuie să mărească înălŃimea autovehiculului, în acest sens se vor prevedea ampenaje laterale și se va mări lăŃimea caroseriei pentru obŃinerea stabilităŃii optime la deplasarea autovehiculului.

În afară de aceste considerente, la modernizarea caroseriilor de autovehicule se vor avea în vedere:

Realizarea unui habitaclu suficient de mare, confortabil, panoramic și rezistent;

vizibilitate bună, în scopul asigurării unei securităŃi sporite prin adaptarea unui

parbriz curbat; accesibilitate ușoară la organele de comandă și de control ale autovehiculului; linia și Ńinuta de drum, cu aspectul exterior cât mai modern și plăcut.

După formă, caroseriile se clasifică în: închise, deschise, transformabile și speciale.

Caroseriile închise sunt de tipul:

coach, cu două uși și patru geamuri laterale, cu două sau șase locuri, cu spătarele scaunelor din faŃă rabatabile pentru a se asigura accesul la bancheta din spate;

sedan, cu patru uși și patru sau șase locuri, cu două rânduri de scaune și geamuri laterale;

limuzină, cu patru uși, șase sau opt locuri, dona rânduri de scaune permanente și cu strapotine (scaune suplimentare între ele), la unele construcŃii cu geam între locurile din faŃă și spate;

coach hardtop, asemănător caroseriei coach, cu deosebirea că nu are montanŃi ficși pentru geamuri laterale;

sedan hardtop, similar caroseriei sedan, cu deosebirea că nu are montanŃi ficși pentru geamuri laterale;

cupeu, format sport, cu doua uși și două până la șase locuri, dimensiunile interioareîn special în zona locurilor din spate sunt mai mici decât la coach.

Caroseriile deschise sunt de tipul: roadster, cu plafon decapotabil, geamuri laterale amovibile cu două uși și 2-3

locuri, pe un rând de scaune;

cabriolet cu două uși, capotă pliabilă, două locuri și două geamuri laterale – alte modele similare au patru până la șase locuri și patru geamuri laterale cu spaŃii mari amenajate pentru bagaje;

cabriolet – roadster, respectiv spider, este o variantă a roadsterului – spider.

Este asemănător caroseriei cabriolet, având o linie sport modernă; hardtop tip cupeu sau cabriolet cu capota rigidă detașabilă;

roadster faeton cu minim patru locuri, uneori având până la șapte locuri, cu patru uși și patru geamuri laterale amovibile.

Caroseriile transformabile sunt de tipul:

Cabrio – cupeu cu plafon pliabil însă cu rame fixe, amenajat pentru două – cinci locuri confortabile;

autostaŃion cu trei sau cinci uși, două sau patru uși laterale și una în spate, cu cinci până la nouă locuri, banchete cu spătare rabatabile pentru a crea spaŃiu suplimentar pentru încărcarea bagajelor voluminoase;

berlină decapotabilă cu două uși, două rânduri de scaune și patru – șase locuri.

Caroseriile speciale de următoarele tipuri:

microturisme cu una – două uși și unu până la trei locuri, cu motor de capacitate cilindrică foarte mică;

combi – station vagon cu două sau patru uși lateral, uneori și una în spate, cu două sau trei rânduri de scaune pentru transportul a șase – opt persoane. Poate fi amenajat și pentru transport marfă.

de curse, în general fără uși, destinat exclusiv pentru participarea la competiŃii sportive.

Cercetările recente au pus bazele realizării unor caroserii din fibre de carbon armat și fibre de sticlă în amestec cu rășini epoxidice. Materialele compozite sunt încă utilizate pe scară restrânsă pentru producerea motoarelor ceramice cu structuri armate deoarece sunt friabile la vibraŃii (se fărâmiŃează la destructurare) și foarte sfărâmicioase la forŃe de flambare și torsiune. Prin utilizarea materialelor compozite se realizează însemnate economii de metal și materiale convenŃionale, deficitare pe piaŃa mondială, iar rezistenŃa mecanică a acestora depășește de patru – cinci ori pe cea a materialelor clasice.

În acest context întreŃinerea și tehnologia de reparaŃie a acestor tipuri de caroserii este simplificată. RecondiŃionarea anumitor organe este realizabile în limitele admisibile după o tehnologie convenŃională, iar în cazul celor ireparabile se recomandă înlocuirea cu seturi sau repere de rezervă.

Se recomandă constructorilor să livreze – la cerea beneficiarilor – seturi complete de repere sau module singulare, cele mai expuse în cazul accidentelor frecvente de circulaŃie, în vederea reducerii duratei de imobilizare a autovehiculelor în reparaŃii curente.

Din aceste considerente, se remarcă: sensibilitatea caroseriilor autoportante în exploatare la circulaŃia rutieră pe diferite categorii și stări de drumuri cu suprasarcină, materializată prin ruperea unor elemente ale carcasei caroseriei foarte frecvent în zona punŃii din faŃă la punctele de racordare a ansamblului punŃii cu cadrul caroseriei, in special pe partea stângă a autovehiculului, unde sunt însumate și solicitările datorate sistemului de direcŃie, cât și influenŃa de acŃionare a amortizoarelor acestuia.

Pentru repararea carcasei caroseriei se fac următoarele recomandări tehnologice și de organizare:

la executarea sudurilor carcasei caroseriei se va folosi sudarea în mediu de gaz protector sau sudarea electrică cu curent continuu cu electrozi dimensionaŃi corespunzător materialelor utilizate și grosimii pofilelor sudate;

dacă se constată demente rupte, componente ale caroseriei, acestea se vor înlocui, evitându-se sudarea;

pentru a nu schimba distribuŃia eforturilor pe ansamblul carcasei, se vor respecta

riguros dimensiunile și poziŃia iniŃială a elementelor componente.

Figura 1-8 Principalele forme de caroserii de autoutrisme a – sedan; b – break-combi; c – cabriolet; d – faux-cabriolet; e – limuzină de lux; f – limuzină-cabriolet; g – cupeu; h – roadster; i – torpedo; f – coupe de ville; k – laundoulet.

Din punct de vedere al realizării structurii de rezistenŃă a caroseriilor destinate autoturismelor, de-a lungul timpului s-au experimentat diferite concepte arhitecturale. Două dintre acestea sunt prezentate pe scurt cu avantajele și dezavantajele pe care le implică în tabelul 1.1. Se observă avantajele oferite de conceptele „orizontal” și „vertical” în ceea ce privește capacitatea de disipare a energiei, masa construcŃiei, intensitatea de transmitere a șocurilor înspre celula de supravieŃuire și nu în ultimul rând costurile de fabricaŃie.

La conceptul orizontal zonele întărite ale structurii autoturismelor sunt amplasate în planșeu, la nivelul tunelului central, precum și în structurile din praguri și uși. Se remarcă dirijarea eforturilor preluate de lonjeroane înspre exterior și tunel, poziŃiile în care sunt amplasate scaunele pentru pasageri fiind protejate prin ranforsări în formă de furcă.

La conceptul vertical forŃele de impact sunt dirijate prin structura panourilor laterale, ferind astfel habitaclul de posibile intruziuni. Se remarcă modalitatea de dirijare a eforturilor, prin bifurcarea elementelor de rezistenŃă, atât prin stâlpii A cât și la nivelul planșeului. Structura prezintă întărituri pe toŃi stâlpii laterali.

Tabelul 1.1

Figura 1-9 Conceptul orizontal

Figura 1-10 Conceptul vertical

Varianta de caroserie cu zăbrele se utilizează în special la autoturismele sport și se remarcă printr-o rigiditate mare și o greutate mică. Scheletul caroseriei se acoperă în unele situaŃii cu folii din material plastic, asigurându-se prin aceasta o greutate redusă și un coeficient aerodinamic acceptabil.

Caroseria de tip cheson este utilizată, în general, la majoritatea autoturismelor. Îmbinarea elementelor componente se face prin sudare. Pentru asigurarea unei rigidităŃi suficiente, pe tabla din care se realizează unele elemente componente ale caroseriei se practică diverse nervuri prin ambutisare. Nervuri de diferite forme se execută în special pe tabla din care se realizează învelișul interior al motorului și podeaua (planșeul) caroseriei. Sunt cazuri în care, pentru a realiza construcŃii cu o rigiditate mare, partea din faŃă a caroseriei se execută cu un schelet cu zăbrele, iar partea din spate tip cheson. În Figura 1-11 este reprezentată schema unei caroserii combinate.

La autoturismele mici și mijlocii, se folosesc caroserii de tip cadru – grindă. Acesta este un fel de cheson, ce înlocuiește cadrul obișnuit. Pe cheson sunt fixate prin sudură elementele componente ale caroseriei, rezultând un bloc cu rigiditate mare în toate direcŃiile.

Figura 1-11 Schema constructivă a unei caroserii combinate

La caroseriile autoportante cadrul de înlocuit este constituit din partea anterioară a cadrului clasic (care consolidează partea de caroserie) pe care se montează motorul, suspensia și bara de protecŃie din faŃă. Câteva caracteristici constructive privind dimensiunile și modul de amplasare a structurii frontale și de rezistenŃă a autoturismelor sunt prezentate sintetic în tabelul 1.2.

Tabelul 1.2.

La unele autovehicule cu caroserie autoportantă se montează numai traversa din faŃă și spate pentru fixarea elementelor suspensiei, sau grinzi longitudinale pentru montarea barelor de torsiune longitudinale și transversale.

Corpul caroseriei este compus din structura inferioară, structura superioară, Figura 1-13 și elementele amovibile, Figura 1-12.

Figura 1-12 Elementele amovibile ale caroseriei

Structura inferioară se compune din: Planșeul spate asamblat – 1, planșeul central asamblat – 2, traversa planșeului – 3, traversa inferioară faŃă – 4, lonjeronul faŃă complet – 5,6,7, ranforsarea planșeului faŃă – 8, elemente de rigidizare a planșeului – 9,18, element de închidere a părŃii inferioare a caroseriei – 10, traversa planșeului spate – 11, traversa spate stânga – 12, lonjeron spate stânga asamblat – 13, element de sprijin pentru arcul suspensiei – 14, traversa planșeului spate asamblată – 15, traversa spate asamblată – 16, tunelul planșeului – 17.

Elementele componente ale suprastructurii caroseriei sunt: traversa superioară faŃă – 1, perete lateral – 2, tabla port far – 3, aripa interioară – 4, dublura stâlpului faŃă – 5, stâlpul faŃă asamblat – 6, pragul lateral caroseriei – 7, stâlpul central asamblat – 8, panoul aripii spate – 9, pasajul inferior al roŃii – 10, fusta spate – 11, dublura ramei caroseriei – 12, traversa spate a pavilionului – 13, pavilionul – 14, grinda elementului de încălzire a habitaclului – 16, tablier – 17.

Figura 1-13 Elementele componente ale planșeului și suprastructurii caroseriei

Partea superioară a caroseriei se realizează prin sudarea elementelor componente.

Elementele amovibile ale caroseriei sunt capota faŃă, hayonul, ușile și aripa faŃă.

Caroseria autoportantă a unor autoturisme din clasa mijlocie are platforma întărită. ConstrucŃia unei astfel de caroserii este prezentată în Figura 1-14. Se remarcă construcŃia planșeului sub forma unei structuri duble, asemănătoare cu structurile utilizate în construcŃia aripilor de avion. Prin astfel de măsuri constructive se asigură o mai bună protecŃie a spaŃiului destinat pasagerilor.

Figura 1-14 Caroserie autoportantă cu platformă întărită

La unele autoturisme, pentru a asigura o mai bună izolare fonică, între piesele caroseriei se introduc elemente elastice din cauciuc și material plastic.

Aranjarea interioară a caroseriei depinde de dimensiunile ce trebuie respectate în vederea asigurării confortului și siguranŃei pasagerilor. ConstrucŃia caroseriilor autoturismelor depinde în mare măsură și de amplasarea organelor transmisiei și a portbagajului. Cabina pentru pasageri este amplasată în totdeauna la mijloc, pentru ca aceștia să fie cât mai bine protejaŃi. În general, problemele constructive care se pun în prezent constructorilor de autoturisme sunt determinate de măsurile ce trebuie luate pentru a asigura cât mai bine pasagerii contra accidentării. „Celula de securitate" se obŃine prin următoarele măsuri: rigidizarea construcŃiei fără reducerea vizibilităŃii, utilizarea unei tapiserii de grosime mare pe tavan și pereŃii laterali, montarea unor mânere pentru uși și macarale pentru geamuri fără proeminenŃe, tapisarea butucului volanului, a parasolarelor și a torpedoului, utilizarea coloanei de direcŃie telescopice și a unui volan ușor deformabil în direcŃie axială, montarea parbrizului astfel încât la deformarea caroseriei geamul să sară în afară.

În vederea creșterii securităŃii pasagerilor, pe lângă sistemele de siguranŃă recente, autoturismele se echipează cu centuri de siguranŃă.

Figura 1-15 Centura de siguranŃă cu fixare în trei puncte

Acestea sunt realizate în diferite variante, cea mai mare răspândire având-o centura cu fixarea în trei puncte. Modul de fixare al celor trei puncte de prindere pe caroserie și procentul din sarcina pe care o preiau cele trei puncte de prindere a centurilor de siguranŃă în caz de coliziune este prezentat în Figura 1-15. Mai multe detalii despre sistemele de siguranŃă a pasagerilor sunt prezentate în capitolele următoare.

1.4 Caroseriile autobuzelor

La autobuzele moderne, caroseriile sunt autoportante și ca urmare cadrul face parte integrantă din construcŃia caroseriei. Caroseriile autobuzelor trebuie să aibă rigiditate mare la încovoiere și torsiune. Acest lucru se realizează utilizând construcŃii cu zăbrele din tuburi sau diferite profiluri din oŃel laminat. Carcasa caroseriei este îmbrăcată la exterior cu panouri din tablă cu grosimea de 0,75—1,0 mm, iar partea interioară și plafonul se acoperă cu plăci fibrolemnoase melaminate. Interiorul caroseriilor se izolează fonic și termic cu panouri din pâslă, covoare bituminoase și spumă poliuretanică.

Podeaua caroseriilor autobuzelor se realizează din tablă acoperită cu un covor din material plastic sau din lemn ignifugat.

După formă și destinaŃie, Figura 1-16, se deosebesc caroserii pentru: autobuze urbane, cu mai multe uși (a); autobuze interurbane, cu una sau două uși pe partea dreaptă și una pe partea stângă pentru accesul conducătorului (b); autobuze de turism, cu confort special (c); autobuze deschise pentru agrement (d); autobuze etajate (e); autobuze articulate de mare capacitate (f).

Figura 1-16 Autobuze cu caroserii de diferite forme

Sarcinile de pe podea se transmit portanŃilor prin traverse. 0 atenŃie deosebită va fi acordată asigurării rigidităŃii în locurile de dispunere a ușilor și ferestrelor. Caroseriile autoportante protejează mai bine pasagerii în cazul accidentelor.

ConstrucŃia unei caroserii de autobuz cu zăbrele este reprezentată în Figura 1-17, iar a unui autobuz cu caroserie autoportantă tip cheson în Figura 1-18.

Figura 1-17 Caroserie autoportantă de tip grindă cu zăbrele pentru autobuz

Figura 1-18 ConstrucŃia unui autobuz cu caroserie de tip cheson

Caroseriile tip cheson pot fi realizate în două variante: cu pereŃii interiori și exteriori din tablă de oŃel sau numai cu pereŃii interiori portanŃi din tablă de oŃel. La a doua variantă, în caz de deteriorare, peretele exterior poate fi înlocuit cu ușurinŃă, deoarece nu este nituit sau sudat de scheletul caroseriei.

Organizarea interioară a autobuzelor depinde de destinaŃia lor. Autobuzele interurbane și turistice trebuie să fie prevăzute cu instalaŃii corespunzătoare pentru a asigura confortul pasagerilor. Aceste instalaŃii trebuie să asigure o bună condiŃionare a aerului din salonul destinat pasagerilor.

CondiŃiile tehnice care se expun în continuare se aplică numai la vehiculele cu un singur etaj, destinate să transporte cel puŃin 16 persoane așezate pe scaune sau în picioare, în afara conducătorului auto și a personalului însoŃitor. Extinderea suprafeŃelor vitrate de pe părŃile laterale slăbește rezistenŃa caroseriei autobuzelor și prin aceasta poate afecta protecŃia călătorilor în situaŃia răsturnărilor sau coliziunilor laterale. Avându-se în vedere gravitatea unor accidente produse în asemenea situaŃii, s-au elaborat normative care impun producătorilor păstrarea unei rezistenŃe standard, acceptabilă din punct de vedere al protecŃiei călătorilor.

ProtecŃia călătorilor se apreciază prin „spaŃiul de supravieŃuire", care trebuie să se menŃină după efectuarea unor încercări speciale.

SpaŃiul de supravieŃuire din compartimentul pasagerilor se definește prin volumul care se obŃine prin translaŃia unui plan transversal vertical începând din punctul R al scaunului așezat cel mai în spate până la punctul R al scaunului situat cel mai în faŃă. Planul transversal vertical este delimitat ca în Figura 1-19 (în interiorul liniilor hașurate); se consideră că punctele R sunt dispuse la 500 mm deasupra podelei salonului, la 300 mm faŃă de peretele lateral și la 100 mm faŃă de vârful care delimitează partea de sus a planului transversal vertical menŃionat.

RezistenŃa caroseriei se evaluează pe baza modificărilor suferite de spaŃiul de supravieŃuire după una din încercările:

încercare la răsturnare a întregului vehicul, echipat ca și în timpul exploatării normale; încercare de răsturnare a unei secŃiuni sau mai multor secŃiuni reprezentative din caroseria vehiculului;

încercare de lovire cu un pendul special a unei secŃiuni sau mai multor secŃiuni din caroseria vehiculului.

Dacă se poate proba rezistenŃa și prin calcul, se acceptă și o asemenea metodică.

Sursa Radu Gaiginschi, Iulian Filip

Figura 1-19 Schema pentru determinarea spaŃiului de supravieŃuire în plan transversal (a) și longitudinal (b)

Pentru încercarea de răsturnare a vehiculului complet, acesta trebuie pregătit în prealabil. Scaunele vehiculului trebuie reglate la înălŃimea cea mai mare, iar spătarele lor amplasate în poziŃie verticală. Toate ușile și geamurile trebuie să fie închise iar anvelopele trebuie umflate la presiunea indicată de producător; sistemul de suspensie trebuie să asigure aceeași gardă la sol ca și în timpul unei exploatări normale.

Autovehiculul se amplasează pe o platformă basculabilă aflată în poziŃie orizontală la începutul încercării. Pentru răsturnarea laterală a vehiculului, axa sa longitudinală trebuie să fie paralelă cu axa de rotaŃie a platformei. În apropierea axei de răsturnare trebuie prevăzut un mic perete lateral necesar împiedicării alunecării anvelopelor pe direcŃia de răsturnare; de asemenea, trebuie blocată și deplasarea vehiculului în plan longitudinal.

Răsturnarea se face pe un plan orizontal situat cu 800 mm sub nivelul platformei basculabile, Figura 1-20.

Sursa Radu Gaiginschi, Iulian Filip

Figura 1-20 Schema dispozitivului de răsturnare a caroseriei autobuzelor

Platforma trebuie să fie suficient de rigidă sau punctele de acŃionare asupra sa să fie amplasate astfel ca axele vehiculului să fie ridicate simultan, fără a genera eforturi de torsiune în caroserie. Viteza de rotaŃie a platformei nu trebuie să depășească 5°/secundă (0,087 rad/s).

Pe parcursul încercării se efectuează înregistrări video ultrarapide, iar după răsturnare se fac măsurători care pun în evidenŃă deformaŃii exterioare și interioare. Încercarea se consideră satisfăcătoare dacă:

se conservă valoarea volumului spaŃiului de supravieŃuire;

nici una dintre componentele detașabile ale vehiculului nu influenŃează asupra spaŃiului de supravieŃuire; nici o parte a spaŃiului de supravieŃuire să nu iasă în afara caroseriei deformate.

Încercarea de răsturnare a unei secŃiuni din caroseria vehiculului se efectuează după aceeași metodologie și cu aceeași instalaŃie ca și pentru răsturnarea vehiculului complet; se impun aceleași condiŃii după răsturnare ca și în cazul precedent.

Încercarea unei secŃiuni din caroseria vehiculului cu ajutorul pendulului urmărește îndeplinirea acelorași condiŃii și în plus, determinarea energiei absorbite de impact. În principiu, un pendul cu lungimea braŃului de 3500 mm este lansat de la o înălŃime care să asigure o viteză de impact cuprinsă între 3 și 8 m/s. Masa corpului de lovire trebuie aleasă astfel ca energia la începutul impactului să fie cea indicată de producător. Planul de oscilaŃie a pendulului trebuie să fie înclinat cu un unghi de 25˚ în raport cu planul longitudinal median al secŃiunii de caroserii care se încearcă.

1.5 Caroseriile autocamioanelor

Caroseriile pentru autocamioane se compun din cabina pentru conducător și platforma pentru transportul bunurilor. Cabinele sunt de tip închis, cu geamuri mobile. Ele sunt prevăzute, în mod normal, cu două trei locuri, iar uneori cu șase – opt locuri. La autocamioanele pentru transportul pe distanŃe lungi, cabina este prevăzută cu un pat pentru conducătorul auto de schimb. Cabina poate fi dispusă în spatele punŃii din faŃă sau pe puntea din faŃă (cabină avansată).

Cabinele obișnuite se execută dintr-un schelet metalic din tablă ambutisată, din postament și îmbrăcămintea exterioară îmbinate între ele prin sudare Figura 1-21.

La autocamioanele cu motorul așezat în faŃa cabinei, pericolul de accidentare a conducătorului auto este mai mic și, ca urmare, se poate realiza o construcŃie de cabină mai ușoară. Cabinele avansate trebuie să fie realizate cu rigiditate mărită pentru a spori securitatea conducătorului, deoarece la aceste construcŃii riscul de accidentare este mai mare. Cabinele autocamioanelor trebuie să fie bine izolate termic și fonic și să aibă o etanșare bună.

0 atenŃie sporită trebuie să fie acordată suspensiei cabinei, deoarece frecvenŃa oscilaŃiilor suspensiei autocamionului se modifică cu încărcătura; la autovehiculul gol, aceste frecvenŃe devin dăunătoare pentru conducător. MenŃinerea în limite strânse a variaŃiei frecvenŃei oscilaŃiilor suspensiei, funcŃie de încărcătură, se asigură alegând construcŃia generală a autocamionului astfel încât variaŃiile sarcinilor statice pe puntea din faŃă să fie cât mai reduse. În afară de aceasta, cabina se montează pe cadru cu ajutorul tampoanelor de cauciuc sau al unei suspensii compuse din arcuri și amortizoare.

Figura 1-21 Tipuri de cabine pentru autocamioane

Amplasarea și dimensiunile diverselor elemente constitutive ale postului de conducere din cabina autocamioanelor sunt prevăzute în normative internaŃionale.

Partea caroseriei destinată încărcăturii utile poate avea diferite forme în funcŃie de destinaŃia autocamioanelor. Pentru transportul de bunuri se folosesc pe scară largă autotrenurile, acestea au construcŃia caroseriilor semiremorcilor și remorcilor asemănătoare cu cea a autocamioanelor.

ELEMENTE PRIVIND PROIECTAREA ȘI CALCULUL CAROSERIILOR

2.1 GeneralităŃi

Proiectarea caroseriilor este o problemă deosebit de complexă și presupune îmbinarea în mod corespunzător a unui număr mare de factori. La proiectare, trebuie soluŃionate aspectele referitoare la ergonomia, arhitectura, rezistenŃa, tehnologia și organizarea fabricaŃiei și siguranŃa caroseriilor.

Proiectarea poate fi realizată după două sisteme de bază: sistemul secvenŃial și sistemul complex. Sistemul secvenŃial de proiectare se aplică de mai mult timp, iar cel complex a început să fie utilizat în ultima vreme și se bazează pe folosirea metodei elementului finit și a calculatoarelor electronice digitale.

Caroseria automobilului este supusă la încovoiere, datorită greutăŃii proprii și a sarcinii utile, și la torsiune, ca urmare a deplasării pe pante transversale sau peste denivelări asimetrice. Aceste solicitări au un caracter dinamic, în special la demarare, frânare și deplasare cu viteze relativ mari pe drumuri CU denivelări. În afară de acestea, caroseriile sunt supuse la vibraŃii continue, care devin periculoase atunci când sunt atinse regimurile de rezonanŃă.

La deplasarea automobilelor peste denivelări simetrice, solicitările dinamice pot fi foarte mari. Astfel, coeficientul dinamic de încărcare al caroseriei poate fi: 2,0 … 2,5 pentru autoturisme; 2.0 … 2,5 pentru autobuze; 3,0 pentru autocamioane și 3,5… 4,0 la automobile speciale cu capacitate mare de trecere. Aceste sarcini dinamice mari solicită caroseria la încovoiere.

În cazul denivelărilor nesimetrice, coeficienŃii dinamici de încărcare ajung la valorile: 1,3 pentru autoturisme și autobuze; 1,5 pentru autocamioane și 1,8 pentru automobile speciale cu capacitate mare de trecere. De aceste regimuri de încărcare trebuie să se Ńină seama la calculul de dimensionare și verificare al caroseriei.

Caracteristica de rezistenŃă a caroseriei autoportante este considerată rigiditatea la torsiune. În acest scop, pentru compararea caroseriilor, se utilizează unghiul de răsucire la 1 m lungime rezultat prin suspendarea completă a unei roŃi. Unghiul relativ de torsiune admis, pentru caroseriile autoturismelor și autobuzelor, este de 3 – 10' la 1 m lungime.

2.2 TendinŃe în realizarea autovehiculului „sigur”

Pentru a înŃelege mai bine obiectivele spre care tind constructorii de automobile se cuvine a face o scurtă incursiune în legislaŃia existenŃă în domeniul siguranŃei pasive interioare a automobilului.

Primele teste de coliziune s-au făcut în SUA de către NHTSA (The National Highway Traffic Safety Administration). Programul NCAP (New Car Assesment Programme) a preluat o parte din procedurile de încercare stabilite de FMVSS 208 și are drept scop promovarea competiŃiei între fabricanŃii de autovehicule prin proiectarea și producere de autovehicule sigure. Programul trebuie să realizeze teste de coliziune și să prezinte rezultatele obŃinute publicului, într-o manieră simplă și inteligibilă, astfel încât cumpărătorul să poată face o alegere cât mai corectă.

Structurile de rezistenŃă ale automobilelor actuale au devenit adevărate opere de artă, acest lucru fiind rezultatul concurenŃei tot mai strânse dintre marii constructori de automobile.

Fiecare caz de accident este unic. O temă privind contramăsurile care ar trebui să îmbunătăŃească siguranŃa ocupanŃilor în cazul coliziunilor frontale implică:

Reducerea intruziunilor;

ÎmbunătăŃirea sistemelor de reŃinere, care Ńin ocupanŃii departe de contactul cu suprafaŃa automobilului;

Asigurarea că suprafeŃele interioare ale autovehiculului sunt bine protejate cu materiale absorbante ale șocului.

Amplasarea suprafeŃelor cu potenŃial mare de vătămare a pietonilor cât mai departe de ocupanŃi.

Un prag limită acceptabil al deceleraŃiilor pe care le poate suporta corpul omenesc obligă constructorii să realizeze autovehicule cu structuri frontale deformabile controlat și după anumite legi de variaŃie a deceleraŃiilor. Modelele matematice ale autovehiculului au evoluat odată cu dezvoltarea sistemelor informatice și de calcul, ajungându-se astăzi la modele virtuale complexe, capabile să Ńină seama de aproape toate caracteristicile geometrice și fizice ale materialelor.

Legea de mișcare a unei mase este dată de:

⋅⋅ ⋅

m⋅ x+ c⋅ x+ k ⋅ x = 0 (2. 1)

unde: m – masa; c – coeficientul de amortizare al structurii; k – coeficientul de rigiditate al structurii; x – deformaŃia structurii.

Dezvoltând modele ale autovehiculului cu mai multe mase, Figura 2-1, se pot face analize complexe asupra factorilor care influenŃează comportamentul structurilor de rezistenŃă a automobilului și, deci implicit asupra omului.

Figura 2-1 Modelul multimasă al autovehiculului

Spre exemplu pentru un model cu două mase al automobilului și un ocupant, Figura 2-2, ecuaŃia (2.1), prin particularizare și Ńinând cont de interconexiunile elementelor componente se obŃine:

M ⋅ x⋅⋅ 1 + (k1s + Mk1d0)⋅⋅x⋅⋅x01 ++kk02 ⋅⋅((xx01 −− xx12))=−0k0 ⋅(x0 − x1 ) = 0 (2. 2)

1

 M 2 ⋅ x⋅⋅ 2 + k3 ⋅ x2 − k2 ⋅(x1 − x2 ) = 0

Figura 2-2 Modelul cu două mase și un ocupant al autoturismului

Unde: M0 – masa pasagerului; M1 – Masa caroseriei; M2 masa grupului motopropulsor;

x0 – deplasarea pasagerului; x1 – deformaŃia caroseriei; x2 – deplasarea grupului motopropulsor;

k0 – rigiditatea chingii centurii de siguranŃă; k1s, k1d – rigiditatea pneului + pasajul roŃii faŃă + aripa exterioară – pe partea stângă și dreapta; k2 – rigiditatea lonjeroanelor; k3 – rigiditatea radiatorului + bara de protecŃie + traversa radiator.

Pornind de la acest model simplu prin modificarea valorilor constantelor de rigiditate pentru diferitele subansambluri ale structurii frontale se vor obŃine legile de deformaŃie, viteză și acceleraŃie ale maselor autovehiculului și pietonului. Prin analiza diverselor variante simulate, imaginea obŃinută oferă informaŃii despre modificările care trebuie aduse părŃii frontale a autovehiculelor, astfel încât nivelul deformaŃiilor autovehiculului și cel al deceleraŃiilor suferite de ocupanŃi să ofere condiŃii de supravieŃuire în caz de accident.

Figura 2-3 ForŃele care acŃionează asupra maselor care compun sistemul

Figura 2-4 DeformaŃiile și vitezele obŃinute prin simularea impactului cu viteza de 15 m/s

În realitate aceste modele simple se aplică doar în cazul reconstituirii accidentelor de circulaŃie prin metode energetice, unde pornind de la deformaŃiile globale ale autoturismului se determină viteza de impact, având informaŃii prealabile despre coeficienŃii de rigiditate globali ai structurii frontale.

Acești coeficienŃi de rigiditate vezi Tabelul 2.1, sunt daŃi ca și constante, neŃinându-se cont de faptul că structura autovehiculelor devine, prin construcŃie, tot mai rigidă, pornind de la bara parașoc spre compartimentul pasagerilor.

Tabelul 2.1. Preluare după „Expertiza tehnică a accidentelor rutiere”, Radu Gaiginschi, Iulian Filip

Pentru a face o corelare cu elementele constructive ale autovehiculelor se poate determina, prin metode energetice, coeficientul de rigiditate al structurii păstrând o dependenŃă faŃă de timp a acestuia. În conformitate cu structura frontală de rezistenŃă a automobilului rigiditatea elementelor caroseriei crește treptat, începând de la bara parașoc spre parbriz, vezi Figura 2-5. EcuaŃiile bilanŃului energetic sunt prezentate mai jos

Etot = Ec + Ep (2. 3)

E pi =Etot −Eci (2. 4)

2⋅∆E pi

ki = 2 (2. 5)

∆xi

Unde: Etot – energia totală a sistemului; Ec – energia cinetică; Ep – energia potenŃială; ki – constanta de rigiditate pe intervale; xi – deformaŃia structurii pe intervale.

Figura 2-5 Elementele structurii de rezistenŃă faŃă supuse deformării

Astfel pentru datele din Figura 2-6 corespunzătoare deformaŃiei și vitezei unui autovehicul se vor calcula, pornind de la legea de conservare a energiei coeficienŃii de rigiditate ki pe fiecare interval de timp. Rezultatele sunt prezentate sintetic în tabelul

2.2.

Figura 2-6 Diagramele înregistrate în urma impactului

Tabelul 2.2

În continuare se propune o metodă de determinare a coeficientului de rigiditate a structurii autovehiculului de masă M, care se deplasează cu viteza v și suferă o coliziune frontală cu un perete rigid, Figura 2-7. Specific acestuia este faptul că elementele supuse deformării în urma impactului sunt legate în serie, deci coeficientul de rigiditate al structurii frontale nu este constant, el variind după legi descrise de polinoame de ordinul trei.

Pe durata impactului, până la timpul t1 se deformează doar elementele de caroserie a căror rigiditate este k1, în intervalul t1 – t2 se deformează elementele structurii care au rigidităŃile k2. După timpul ti-1, până la sfârșitul impactului ti se deformează elementele a căror rigiditate este ki.

Pentru verificarea modelului s-a pornit de la analiza unor înregistrări grafice a coliziunilor, Figura 2-6. Pe curbele de deformaŃie, viteză și acceleraŃie ale unui autovehicul cu masa de 1200 kg, care suferă o coliziune frontală cu o viteză de 15.9 m/s s-a realizat o digitizare a mărimilor măsurate, după care fiecare dintre aceste curbe a fost descrisă printr-o lege polinomială cu gradul cuprins între trei și șase.

Figura 2-7 Modelul matematic al autovehiculului compus din structuri cu coeficienŃi de rigiditate diferiŃi

Adesea în analiza accidentelor rutiere se are la dispoziŃie numai diagrama de acceleraŃie a structurii autovehiculului în timpul coliziunii. Pornind de la diagrama de acceleraŃie prin utilizarea unor programe de digitizare se obŃin în format electronic punctele corespunzătoare diagramei. Pe aceste formate electronice se determină ecuaŃiile analitice ale polinoamelor de interpolare, de diferite grade. Prin două integrări succesive a polinoamelor care descriu legea de variaŃie a acceleraŃiei se vor obŃine viteza, respectiv deformaŃia acestuia în funcŃie de timp.

an (t) = b0 ⋅t n + b1 ⋅t n−1 +…..+ bn

t

vn (t) = v0 −∫an (t)⋅dt (2. 6)

0

t

Sn dt

Unde: an(t) – curba de acceleraŃie a structurii; b0…bn – coeficienŃii polinomului care descriu legea de variaŃie a acceleraŃiei; t – timpul de impact; v0 – viteza iniŃială; vn(t) – curba de variaŃie a vitezei; Sn(t) – curba de deformare a structurii.

Pentru comparaŃie, curbele rezultate au fost suprapuse peste curbele reale de viteză și deformaŃie a autovehiculului. Ca elemente de control se vor urmări atât valorile absolute ale rezultatelor cât și alura curbelor, avându-se în vedere respectarea timpilor la care viteza devine zero și deformaŃia este maximă.

Din analiză rezultă:

Cu creșterea gradului polinomului de aproximare a acceleraŃiei, curbele de viteză, respectiv deformaŃie sunt mai apropiate de datele reale.

Curbele de viteză și deformaŃie obŃinute în urma integrării dau erori sub 10% faŃă de valorile reale.

Se va face schimbarea variabilei, astfel încât se va obŃine o lege de variaŃie a vitezei în funcŃie de deformaŃia autovehiculului V =V(S) și se va aproxima și aceasta printr-o lege polinomială de gradul trei. Astfel rezultatul va fi coeficientul de rigiditate a structurii în funcŃie de deformaŃie.

Mărimea deformaŃiei în timpul coliziunii a fost împărŃită în „i” intervale egale. Având datele referitoare la variaŃia vitezei autovehiculului în funcŃie de deformaŃia acestuia în timpul impactului se poate determina energia cinetică a autovehiculului pe intervale.

Eci = m⋅vi 2 (2. 7)

2

∆Eci = Eci − Eci+1 (2. 8)

∆X i = X i − X i+1 (2. 9)

2⋅∑(∆Eci )

ki (2. 10)

i

Pe fiecare din intervalele „i” s-a determinat valoarea constantei de rigiditate „ki” cu relaŃia (2.10). Practic relaŃia (2.8) descrie energia potenŃială de deformaŃie a autovehiculului la fiecare iteraŃie, iar (2.9) reprezintă deformaŃia acestuia la fiecare iteraŃie „i”.

Sintetic, pentru un polinom de gradul 6 de aproximare a acceleraŃiei autovehiculului, pașii de calcul ai rigidităŃii sunt prezentaŃi în tabelul 2.3.

Reprezentarea grafică a variaŃiei coeficientului de rigiditate a structurii deformate a autovehiculului în funcŃie de deformaŃia acestuia, pentru diferite grade ale polinomului de aproximare a curbei de acceleraŃie este prezentată în Figura 2.8.

Tabelul 2.3.

Coeficientii de rigiditate pentru diferite grade ale polinomului de aproximare a curbei de acceleraŃie

Deformatia [m]

Figura 2-8 Valorile coeficienŃilor de rigiditate când se dă numai curba de deceleraŃie a autovehiculului

În cazul al doilea se consideră că avem diagramele de viteză și deformaŃie ale autovehiculului. În mersul de calcul se vor urmări pașii anteriori, cu excepŃia integrării, și se va determina coeficientul de rigiditate al structurii deformate. În tabelul 2.4 și Figura 2.9 sunt prezentate datele prin care s-au determinat curbele V =V(S) pentru diferite grade ale polinomului de aproximare a curbelor. Erorile cele mai mari sunt obŃinute în cazul când se dispune doar de curba de acceleraŃie și aceasta este aproximată printr-un polinom de gradul 3.

Viteza de deformatie pentru diferite grade ale polinoamelor de aproximare si diferite

Figura 2-9 ComparaŃie între vitezele de deformaŃie când avem digitizate curba de deceleraŃie a autovehiculului și curbele de viteză, respectiv deformaŃie

Tabelul 2.4

Prin suprapunerea curbelor coeficienŃilor de rigiditate obŃinute atunci când se dispune doar de curbele de acceleraŃie cu cea obŃinută atunci când avem curbele de viteză și deformaŃie se observă o bună corelare a valorilor obŃinute, Figura 2-10.

Specific ambelor cazuri este intervalul de început de deformaŃie unde apar erori datorate polinoamelor de aproximare a curbelor V =V(S).

Comparatie intre valorile coeficientului de rigiditate

Deformatia [m]

Figura 2-10 ComparaŃie între coeficienŃii de rigiditate când avem curba de deceleraŃie a autovehiculului și curbele de viteză, respectiv deformaŃie

2.3 Calculul de rezistenŃă al caroseriilor utilizând metode clasice

Calculul caroseriei portante este foarte complex și are la bază o serie de ipoteze simplificatoare, specifice metodei elementului finit. Acest calcul diferă în funcŃie de destinaŃia și forma caroseriei.

În continuare se prezintă calculul caroseriei portante închise a unui autoturism, la încovoiere și răsucire. Schema caroseriei poate fi echivalată cu un paralelipiped, format din elemente geometrice simple, Figura 2-11.

S-au indicat forŃele exterioare care solicită caroseria la încovoiere (greutatea proprie a pasagerilor Fz și reacŃiunile din partea roŃilor Rfs, Rfd, Rss, Rsd) și forŃele de graniŃă care acŃionează între elementele componente. Aceste forŃe de graniŃă se calculează cu relaŃiile:

Figura 2-11 Schema caroseriei închise a unui autoturism, echivalată cu un paralelipiped format din elemente geometrice

K1 = R fd = R fs ;

K 2 = Rsd = Rss ;

K 3 = X 1 = Rfs a1 ; (2. 11)

h1

K 4 = X 2 = Rss a2 ;

h2

K 5 = X 1 − X 2

Elementul de bază care preia încovoierea caroseriei de tip închis este rama A-B-C-D-E-F. Elementele geometrice rezultate formează sisteme static nedeterminate, gradul de nedeterminare n fiind în funcŃie de tipul și construcŃia caroseriei. Rama peretelui lateral al unei caroserii cu două uși, de tipul sedan sau cupeu, cu un stâlp la mijloc de rigiditate redusă în partea superioară este un sistem de trei ori static nedeterminat, deoarece elementul finit reprezintă o ramă cu un singur contur, Figura 2-13, a. Cu toate acestea de cele mai multe ori sistemul este de șase ori static nedeterminat, corespunzător unei rame cu două contururi pentru caroseriile de tip sedan cu patru uși, Figura 2-13, b.

Figura 2-12 ForŃele de graniŃă dintre elementele caroseriei autoturismului supus la încovoiere

Diferitele metode aproximative de rezolvare a acestor sisteme, cum ar fi, de exemplu, metodele înlocuirii barelor care formează grinzile cu zăbrele printr-o repartizare a tensiunilor proporŃional cu rigidităŃile zonelor superioară și inferioară, sunt foarte inexacte și de aceea utilizarea lor nu este întotdeauna corectă. De aceea, pentru determinarea mărimilor static nedeterminate, de cele mai multe ori se folosesc ecuaŃiile Maxwell-Mohr:

δ1,1 ⋅ X 1 +δ1,2 ⋅ X 2 +…+δ1,6 ⋅ X 6 +δ1,0 = 0

δ2,1 ⋅ X 1 +δ2,2 ⋅ X 2 +…+δ2,6 ⋅ X 6 +δ2,0 = 0

 …………………………………………………………………………………………………………………….. (2. 12)

δ5,1 ⋅ X 1 +δ5,2 ⋅ X 2 +…+δ5,6 ⋅ X 6 +δ5,0 = 0 

δ6,1 ⋅ X 1 +δ6,2 ⋅ X 2 +…+δ6,6 ⋅ X 6 +δ6,0 = 0 unde δi,j (i=1,2 … 6; j=1,2 … 6) sunt deformaŃiile produse de forŃele unitare aplicate în locurile de acŃionare ale necunoscutelor Xi (i=1,2 … 6); primul indice se referă la locul deformaŃiei, iar al doilea la necunoscuta care provoacă deformaŃia; δi,0 (i=1,2 … 6) – deformaŃia pe direcŃia Xi produsă de sarcinile exterioare, aplicate sistemului când nu există Xi.

Figura 2-13 ForŃele interioare pe pereŃii laterali supuși la încovoiere

CoeficienŃii δi,j se determină cu ajutorul relaŃiei:

δi, j = ∫l EN⋅⋅Andx + ∫l kG⋅T⋅ A⋅tdx + ∫l MEi ⋅⋅mI i dx + ∫l MEt ⋅⋅Imt t dx (2. 13)

unde: n, t, m, mt sunt forŃa axială, forŃa tăietoare, momentul încovoietor și momentul de răsucire produse de sarcina unitară într-o secŃiune curentă; N, T, Mi, MT – forŃa axială, forŃa tăietoare, momentul încovoietor și momentul de răsucire din elementul care se examinează.

Rezolvând sistemul de ecuaŃii (2.12) prin metode cunoscute, se formulează algoritmul elementului finit al unei rame plane cu două contururi cu ajutorul dimensiunilor și încărcării automobilului dat, Figura 2-13, c, sub forma următoare:

 12 ⋅ FzK−2 K−1K−4 K±2T1±±NT12±=N02 = 0 (2. 14)

 1

K1 ⋅r1 ± K2 ⋅r2 ± 2 ⋅ Fz ⋅r ± K3 ⋅r3 ± K4 ⋅r4 ± M1 ± M 2 = 0

unde r1, r2, r3, r4, r sunt distanŃele de la forŃele K1, K2, K3, K4, Fz la secŃiunea considerată.

Cu ajutorul algoritmului stabilit pot fi determinate solicitările produse de forŃele și momentele interioare, Figura 2-13, d. De cele mai multe ori, elementul cel mai slab este stâlpul din faŃă din partea ferestrei, deoarece acesta este supus la solicitări complexe încovoiere, compresiune și deplasare, iar rigiditatea părŃilor învecinate (golurile ușilor și parbrizului) este insuficientă.

Avantajul caroseriilor închise ale autoturismelor devine evident la solicitarea de răsucire de câtre momentul MT și reacŃiunile din partea punŃilor Rf și Rs. În acest caz, toate elementele finite sunt solicitate, Figura 2-14. ForŃele de graniŃă dintre ele pot fi calculate din algoritmul care se obŃine din condiŃiile de echilibru ale elementelor separate:

peretele despărŃitor din faŃă M t − K1 ⋅h1 − K3 ⋅b1 = 0 rama ferestrei din faŃă K1 ⋅h3 − K5 ⋅d = 0 acoperișul (capota) K1 ⋅l − K7 ⋅d = 0 rama ferestrei din spate K1 ⋅h4 − K4 ⋅d = 0 peretele despărŃitor din spate K1 ⋅h2 + K2 ⋅b2 − M t = 0 podeaua K1 ⋅ L − K6 ⋅ B − X1 ⋅S p − X2 ⋅ St = 0

peretele lateral K 3 ⋅r3 ± K 5 ⋅r5 ± K 6 ⋅r6 ± K 2 ⋅r2 ± K 4 ⋅r4 ± K 7 ⋅r7 ± K x1 ⋅r1' ± K x2 ⋅r2 ' = 0

Acest algoritm poate fi transpus într-o formă accesibilă calculatoarelor electronice numerice și rezolvarea lui este posibilă deoarece ecuaŃia de forŃe K2 – K6 se poate exprima prin forŃa K1.

ForŃele tangenŃiale specifice, iar după aceea eforturile unitare pot fi tratate sub forma unei probleme plane, Figura 2-15.

Figura 2-14 ForŃele de graniŃă dintre elementele caroseriei închise a autoturismului supus la răsucire

ForŃele specifice în peretele despărŃitor din faŃă, Figura 2-15, a, sunt analoage forŃelor de același tip, care acŃionează asupra carcaselor închise.

Rama ferestrei din faŃă, Figura 2-15, b, este deformată de forŃele tangenŃiale specifice:

K K

4

Luând în considerare aceste momente de valori mari, pot fi obŃinute unghiurile de rotire.

Podeaua (planșeul – Figura 2-15, c) este supus deformării de forŃa specifică:

Figura 2-15 Schema de calcul a elementelor caroseriei închise a unui autoturism supuse la răsucire

q4 = K6 . (2. 17)

L

Acoperișul (capota) este deformat de forŃele specifice:

q6 = K1 . (2. 18) d

ForŃele specifice din celelalte elemente, cum ar fi peretele despărŃitor din spate, rama ferestrei din spate și altele, sunt analoage elementelor corespunzătoare din partea din faŃă a caroseriei.

Eforturile în pereŃii laterali se determină la fel ca la încovoiere, utilizând sistemul de ecuaŃii Maxwell-Mohr, Figura 2-16. Folosind această metodă de calcul, se pot determina eforturile unitare și deformaŃiile, corespunzătoare solicitărilor de încovoiere și răsucire, și pentru caroseriile autoportante utilizate la autobuze, microbuze, autoutilitare și pentru cabinele autocamioanelor.

Figura 2-16 ForŃele interioare pe peretele lateral al caroseriei unui autoturism supus la răsucire

2.4 Teste virtuale 3D de verificare a rezistenŃei caroseriilor

În ultimul deceniu marile companii constructoare de autovehicule au introdus noi metode de cercetare a structurilor de rezistenŃă a automobilelor, cu scopul de a reduce costurile. Astfel testările fizice au fost înlocuite cu simulări efectuate cu ajutorul computerelor.

CAE (Computer Aided/Assisted Engineering) se referă la utilizarea calculatoarelor în analiza proiectelor inginerești. Cu aceasta definiŃie, CAE poate fi considerat ca cea mai timpurie formă de asistare a specialiștilor de către tehnica de calcul deoarece calculatoarele au fost utilizate pentru calcule în analize inginerești chiar de la începutul istoriei lor. Folosirea pe scară largă a analizelor cu elemente finite, cuplată cu apariŃia unor puternice programe de modelare geometrică, impusă de necesitatea integrării analizelor de proiect într-un cadru general CAD/CAM, a dat naștere termenului CAE.

Analiza cu elemente finite (FEA – Finite Element Analysis) reprezintă o tehnică sistematică pentru evaluarea performanŃelor unei structuri sau a unui sistem prin reprezentarea acestora cu elemente discrete pentru care aspectele fizice și matematice sunt bine definite. FEA este de mare ajutor în inginerie datorită reducerii costurilor de design și fabricare și prin creșterea încrederii inginerilor în produsele pe care le proiectează. FEA se dovedește a fi mai eficientă atunci când este utilizată în stadiul de proiectare conceptuală. Ea este de asemenea folositoare mai târziu în procesele de fabricare pentru verificarea proiectului final înainte de a se trece la realizarea prototipului.

Un program destinat analizei prin metoda elementelor finite este compus din trei mari părŃi:

Preprocesorul – în cadrul acestuia se definește geometria piesei sau ansamblului care urmează a fii studiat, se aplică constrângerile și forŃele care acŃionează asupra piesei sau ansamblului;

Procesorul (solverul) – reprezintă partea ascunsă a programului, în care sunt inglobaŃi algoritmii după care se va rezolva problema;

Postprocesorul – cu ajutorul lui se vizualizează rezultatele obŃinute în urma rezolvării problemei.

2.4.1 Etapele de lucru

Metoda elementelor finite (FEM – Finite Element Method) constă în împărŃirea corpului analizat într-un număr finit de elemente cu forme simple, bine studiate teoretic, cu proprietăŃi ale căror lege de variaŃie se cunoaște și cărora li se aplică teorii din diverse domenii: rezistenŃa materialelor, termotehnica, mecanica fluidelor, electricitate, magnetism.

Un model matematic care constă din regiuni discrete (elemente) conectate într-un număr finit de puncte (noduri) reprezintă sistemul ce va fi analizat. Necunoscutele primare într-o analiză sunt gradele de libertate pentru fiecare nod al modelului cu elemente finite. Gradele de libertate pot include: deplasări, rotaŃii, temperaturi, presiuni, viteze, tensiuni electrice sau valori ale potenŃialului magnetic și sunt definite prin intermediul elementelor atașate nodului. Corespunzător gradelor de libertate, pentru fiecare element din model sunt generate matricele specifice de rigiditate (de conductivitate), de masă și de amortizare (de călduri specifice). Aceste matrice sunt apoi asamblate pentru a forma seturi de ecuaŃii simultane care pot fi procesate de

solver.

Pe baza valorilor gradelor de libertate din noduri se calculează apoi prin interpolare valorile pentru celelalte puncte (mai întâi pe muchii, apoi pe feŃe și în final în tot volumul). Daca interpolarea este lineară, se vorbește de elemente de tip n (normale, care sunt cele mai des utilizate). Calculele de interpolare sunt mai reduse, dar pentru obŃinerea unei soluŃii realiste trebuie folosit adesea un număr mare de elemente. Elementele de tip p (polinomiale) necesită un aparat matematic mai complicat, dar sunt necesare în număr mai mic pentru a se obŃine o analiză de calitate, ceea ce conduce în general la reducerea timpului de calcul necesar verificării și rezolvării modelului. Hiperelementele sunt elemente foarte complexe, adesea puse la punct chiar de utilizatori, folosite la tipuri particulare de analize.

Etapele parcurse pentru a se realiza analiza sunt:

Adoptarea metodei de calcul în general, pentru a rezolva un anumit tip de probleme pot fi utilizate mai multe metode. Algoritmi de calcul diferiŃi pot fi implementaŃi chiar în cazul aceluiași program. CalităŃile necesare pentru un astfel de algoritm sunt în general contradictorii: solicitarea unor resurse hardware și software cat mai reduse, generalitate (metoda de calcul să poată fi aplicată de un număr mare de ori), număr mic de calcule (rapiditate în execuŃie), convergenŃă (obŃinerea unei soluŃii într-un număr minim de pași), acurateŃe (precizie mare a rezultatelor). Pe lângă calităŃile specifice metodei de rezolvare, programele de calculator care utilizează acești algoritmi trebuie să asigure în plus ușurinŃă în învăŃare și comoditate în utilizare. Rămâne în seama utilizatorului să-și aleagă programul și metoda cele mai convenabile pentru obŃinerea rezultatelor dorite în condiŃii de eficienŃă maximă. În funcŃie de dotarea cu echipamente, de experienŃa inginerilor în domeniu și de urgenŃa rezolvării problemei, ponderea fiecărei calităŃi amintite poate să difere în definirea abordării optime. Algoritmul cu care se obŃine soluŃia și modul de programare a acestuia înmagazinează o cantitate imensă de muncă și este în general secret de firmă. Pentru a fi posibilă utilizarea programului, producătorul oferă anumite informaŃii cu caracter general, fără a intra în amănunte.

Modelarea piesei este foarte solicitantă pentru inginerul desemnat să rezolve problema și constă în utilizarea unui model simplificat cu care să se aproximeze fenomenul analizat. Această idealizare presupune parcurgerea următoarelor etape:

ObŃinerea modelului geometric Modelul geometric poate fi generat direct, poate fi importat dintr-un program CAD sau poate fi realizat prin combinarea celor două metode. În ceea ce privește posibilităŃile de generare a modelului geometric, unele programe cu elemente finite rivalizează cu programele CAD. Priceperea și experienŃa inginerului analist vor interveni din nou pentru a simplifica modelul de calcul în comparaŃie cu desenul amănunŃit al piesei sau subansamblului, evitând solicitarea inutilă de resurse de calcul și facilitând modul de interpretare a rezultatelor;

Stabilirea proprietăŃilor specifice fiecărei părŃi a modelului constă în indicarea caracteristicilor de material, de rezistenŃă sau geometrice specifice (de exemplu grosimea unei table care va fi modelată ca o suprafaŃă și nu ca un volum, sau secŃiunea și momentul de inerŃie ale unei grinzi ce va fi modelată cu un element linear). Unele din proprietăŃi pot fi preluate din biblioteci fumizate de firma care a realizat programul sau din biblioteci proprii ale utilizatorului. PărŃile modelului care sunt alcătuite din materiale diferite trebuie separate pentru a li se putea atribui proprietăŃi de material corespunzătoare;

Alegerea tipurilor de elemente și discretizarea piesei (realizarea reŃelei de elemente finite, numită și mesh). Alegerea corectă a tipurilor și dimensiunilor acestor elemente, a modului în care se îmbină aceste tipuri, are un rol hotărâtor în obŃinerea unor rezultate corespunzătoare și necesită temeinice cunoștinŃe teoretice și multa experienŃă din partea utilizatorului aplicaŃiei. Algoritmi performanŃi vin în ajutorul utilizatorului prin verificări suplimentare ale modelului cu elemente finite sau prin perfecŃionări (rafinări) ale reŃelei. De obicei precizia rezultatelor se mărește cu fineŃea discretizării, dar timpul în care se obŃine soluŃia crește proporŃional cu pătratul numărului de elemente utilizate și este nevoie de mai multă memorie pentru stocarea informaŃiilor. Utilizarea unui număr foarte mare de elemente presupune nu numai echipamente foarte performante ci și masuri software speciale de pregătire a acestora pentru a facilita manipularea enormelor cantităŃi de informaŃii intermediare și finale. O soluŃie la această problemă o poate reprezenta utilizarea elementelor de tip p și a hiperelementelor.

Stabilirea condiŃiilor exterioare (boundary conditions) care constau în diferite tipuri de constrângeri: moduri de sprijinire (anularea unor grade de libertate), acŃiunea unor forŃe și momente (inclusiv de inerŃie), existenŃa unor câmpuri de deformaŃii, de temperaturi, de presiuni, de viteze, electrice, magnetice, etc. Încărcările pot fi nodale, pe o curbă, pe o suprafaŃă sau pe un volum, dar în final sunt reduse toate în noduri. Și în această etapă se realizează o idealizare a constrângerilor, deoarece se lucrează cu ipoteze simplificatoare, iar elementele finite pot fi constrânse doar în anumite moduri (doar nodurilor li se pot anula translaŃii sau rotaŃii după anumite direcŃii). CondiŃiile exterioare pot fi aplicate direct modelului cu elemente finite sau modelului geometric. În ultimul caz, constrângerile sau încărcările modelului geometric sunt transferate automat de program modelului cu elemente finite. Fiecare configuraŃie a restricŃiilor și încărcărilor este numită caz de analiză (pas de încărcare), iar o analiză poate consta din unul sau mai mulŃi astfel de pași. Valorile încărcărilor unui anumit caz se pot modifica gradual faŃă de cazul anterior (de exemplu linear) sau dintr-o dată (de exemplu pentru simularea șocurilor), în funcŃie de opŃiunile utilizatorului. Prin combinarea mai multor cazuri de analiză pot fi analizate efectele unor solicitări complexe. De asemenea pot fi vizualizate efectele globale obŃinute prin cumularea ponderată a efectelor de la mai multe cazuri de analiză.

ObŃinerea valorilor mărimilor fizice care prezintă interes (calculul propriuzis) consta în scrierea și apoi rezolvarea unor sisteme de ecuaŃii matriceale. Astfel, în cadrul unei probleme de rezistenŃă, pentru fiecare grad de libertate se scrie o ecuaŃie, care poate fi după caz lineara sau nelineară. Caracteristici suplimentare care premerg fazei de rezolvare permit schimbarea unor proprietăŃi de material sau date specifice elementelor precum grosimea, evitarea unor suprapuneri de noduri, dezactivarea sau reactivarea unor elemente, anularea globală a unor grade de libertate și anularea unor interstiŃii (gaps) datorate unor erori de calcul. Dificultatea principală în rezolvarea sistemelor constă, în special, în numărul foarte mare de ecuaŃii ce trebuie rezolvate simultan (zeci și chiar sute de mii de ecuaŃii). Solver-ul reordonează automat elementele și nodurile pentru a obŃine soluŃia în timpul cel mai scurt. Rezolvarea se realizează de obicei iterativ, în pași succesivi, pornindu-se de la o soluŃie estimată care este îmbunătăŃită până când se obŃine acurateŃea dorită (modificările rezultatului de la un pas la altul devin nesemnificative). Algoritmii programaŃi trebuie să asigure convergenŃa soluŃiei (să se ajungă la o soluŃie stabilă într-un număr finit de pași), să nu solicite resurse exagerate, și fie rapizi și ușor de programat. Rezultatele care se obŃin se stochează în fișiere pe disc. Ele pot fi apoi consultate de către utilizator în mod direct sau, cel mai adesea, prin intermediul unui program special denumit postprocesor.

Interpretarea rezultatelor obŃinute. Acest punct reprezintă de fapt scopul întregii analize, el trebuind sa dea verdictul dacă piesa calculată sau procesul studiat sunt corespunzătoare utilizării lor viitoare. Pentru evaluarea gradului de periculozitate a solicitării sau pentru determinarea comportamentului elementului analizat în condiŃiile considerate, în această etapă se compară mărimile de interes (eforturi unitare, deformaŃii, temperaturi, presiuni, viteze, etc.) cu cele admisibile sau cu altele obŃinute anterior, în condiŃii asemănătoare, prin calcul sau pe cale experimentală. Dacă între rezultatele obŃinute și cele cu care se compară apar diferenŃe nejustificate, atunci trebuie revăzute etapele anterioare obŃinerii soluŃiei. Cele mai frecvente greșeli se fac de obicei la stabilirea condiŃiilor exterioare și la modelarea piesei. De asemenea. ele pot apare atunci când metoda de calcul folosită este inadecvată. Dacă se constată o buni concordanŃă a rezultatelor calculului cu rezultate obŃinute din măsurători, atunci este posibilă extrapolarea metodei de calcul la piese asemănătoare din punct de vedere constructiv și funcŃional, dar care lucrează în condiŃii diferite. Analiza rezultatelor obŃinute trebuie sa permită de asemenea optimizări funcŃionale (mărirea rezistenŃei și siguranŃei în exploatare) sau dimensionale (reducerea gabaritului, simplificarea tehnologiei sau utilizarea unor materiale mai ieftine). Pentru aceasta trebuie foarte bine definite criteriile de optimizare și modul sistematic în care se va încerca stabilirea variantei optime. În caz contrar, se vor obŃine (cu mare consum de resurse) numeroase soluŃii din care va fi imposibil să se aleagă cea mai favorabilă.

2.5 Analiza structurală de tip static asupra cadrului unui prototip

Spre exemplificare se vor prezenta, în paragrafele care urmează, două exemple de analiză FEM, unul în care se au la dispoziŃie resurse hardware limitate și unul comandat de NCAC (National Crash Analyzes Center), unde sunt utilizate supercalculatoare.

Figura 2-17 Cadrul, modelul fizic

Astfel pentru a se determina deformaŃia cadrului unui prototip de autoturism cu destinaŃie sportivă, sub acŃiunea greutăŃii grupului motopropulsor și a conducătorului se va face o analiză structurală, în care forŃele aplicate acŃionează static asupra punctelor de prindere.

Pornind de la dimensiunile existente pe modelul fizic și analizând profilul lonjeroanelor se ia decizia de scurtare a timpului efectiv de calcul prin utilizarea elementelor de tip “beam”. În acest fel modelarea se poate face cu multă ușurinŃă, cunoscând coordonatele principalelor puncte de interes.

Analiza începe prin realizarea modelului geometric al cadrului. Pentru definirea punctelor cheie (key points) trebuiesc cunoscute coordonatele fiecărui punct, relativ la originea unui sistem triortogonal oxyz.

După definirea acestora se vor uni toate aceste puncte, cu scopul de a realiza modelul geometric sub forma unui cadru de sârmă (wire frame), Figura 2-18. Fiecare segment component al cadrului va fii reprezentat printr-o linie de o anumită culoare.

Figura 2-18 Modelul3D în reprezentare „cadru de sârmă”

Analiza continuă cu definirea dimensiunilor secŃiunii lonjeroanelor și traverselor, care compun cadrul, definirea tipului de element care se va utiliza pentru analiză și definirea proprietăŃilor materialului. Trebuie avut în vedere modul în care s-a modelat cadrul, din punct de vedere al unităŃilor de măsură, deoarece în etapa următoare proprietăŃile materialului se vor indica în funcŃie de unitatea de măsură aleasă pentru lungime, vezi tabelul 2.5.

Tabelul 2.5.

După definirea parametrilor materialului se va face discretizarea (mesh-area) cadrului în elemente. Cu cât numărul de elemente de discretizare este mai mare cu atât timpul de analiză va crește, dar odată cu acesta se vor modifica și rezultatele obŃinute, în sensul diminuării erorilor. În urma realizării discretizării este posibilă vizualizarea cadrului ca un model geometric tridimensional, Figura 2-19.

Figura 2-19 Modelul 3D al cadrului discretizat în elemente de tip „beam”

Pentru cazul de faŃă fiecare segment al cadrului a fost împărŃit în zece părŃi egale.

Analiza se continuă cu definirea constrângerilor și a forŃelor aplicate asupra cadrului. Deoarece, s-a specificat anterior, se va face o analiză statică a cadrului, în dreptul punctelor de prindere a braŃelor suspensiei celor patru roŃi se vor aplica constrângerile care limitează deplasarea nodurilor existente în această zonă. ForŃele care acŃionează sunt date de greutatea grupului motopropulsor și greutatea conducătorului. Ele acŃionează asupra traverselor pe care sunt fixate, ca niște forŃe distribuite pe punctele de sprijin, Figura 2-20.

Odată finalizată această etapă s-a încheiat și partea denumită preprocesor a aplicaŃiei FEM. În etapa de calcul a deformaŃiilor cadrului, programul va activa solverul și va face calculele, pe baza algoritmilor definiŃi și implementaŃi de producătorul programului.

Figura 2-20 Constrângerile aplicate și forŃele de greutate date de grupul motopropulsor

Cu ajutorul postprocesorului aplicaŃiei se vor putea vizualiza deformaŃiile și tensiunile apărute în cadrul pe care dorim sa-l analizăm.

Figura 2-21 DeformaŃiile cadrului

Figura 2-22 Tensiunile apărute în cadru sub acŃiunea forŃelor de greutate a conducătorului și grupului motopropulsor

2.6 Analiza crash-urilor cu ajutorul supercalculatoarelor

În continuare se va prezenta modul de realizare a unei simulări de impact cu ajutorul calculatoarelor de mare putere. Modelul 3D unui autovehicul este discretizat în elemente finite nonlineare, și apoi utilizat pentru simularea testelor de impact frontale și mediane cu bariere de tipul celor existente pe șosele. Modelul a fost dezvoltat atât pentru a scoate în evidenŃă caracteristicile de siguranŃă și de compatibilitate ale autovehiculului, incluzând performanŃa la șocuri frontale, laterale, la noile teste cu bariere deformabile, cât și pentru a specifica designul părŃilor laterale ale autostrăzilor. Pentru evaluarea performanŃelor modelului sunt utilizate machete la scara 1:1 ale autovehiculului. Se compară diferite teste din care se vor evidenŃia: unul la impactul frontal cu un perete rigid și un impact pieziș cu un parapet al unei șosele. Sunt prezentate comparaŃii între teste și simulări în ceea ce privește deformaŃia totală, deformaŃiile pe componente, viteza și acceleraŃia în diferite părŃi ale vehiculului. Componentele modelate incluzând mărimea elementului finit, partea de conectări sunt discutate. Rezultatele indică clar similitudinea între valorile date de model și cele obŃinute în testul la scală reală. Pentru validarea și evaluarea totală a modelului sunt necesare însă simulări adiŃionale.

Modelele cu elemente finite ale autovehiculelor au fost utilizate din ce în ce mai des în analizele preliminare și la conceperea unor componente. Datorită faptului că aceste modele devin pe măsura trecerii anilor din ce în ce mai sofisticate în ceea ce privește acurateŃea, robusteŃea, fidelitatea și mărimea, nevoia dezvoltării unor modele complexe care să poată fi folosite pentru mai multe tipuri de teste sau care să facă faŃă unei scări mai largi de scenarii de impacturi apare din ce în ce mai evidentă.

De-a lungul timpului cercetătorii au dezvoltat mai multe modele. Numărul de elemente variază de la câteva mii până la câteva zeci de mii. Cu aceste vehicule au fost exersate diferite teste, printre care amintim cele la impactul frontal sau parŃial frontal cu ziduri, cu bariere feroviare sau cu obiecte nedeformabile. Oricum, validitatea acestor modele rămâne discutabilă.

În timp ce aplicaŃiile pentru impacturi frontale și laterale implică deformaŃii mari cu durate ale impactului care nu depășesc 150 ms, cele la impacturile cu barierele laterale ale șoselelor implică deformaŃii pe porŃiuni foarte mari ale vehiculului, dar datorită interacŃiunii prelungite în timp dintre vehicul și obiectul lovit și a nevoii de a observa dinamica evenimentelor de după impactul propriu-zis, simulările pot dura și mai mult de o secundă.

Astăzi, datorită costurilor mici implicate de folosirea computerelor bazate pe multiprocesare simetrică (SMP) și a procesoarelor paralele (MPP), simularea impacturilor mai sus menŃionate poate fi făcută mult mai elaborat și mai eficient. Pe viitor, datorită acestor progrese, o simulare de acest fel va putea fi făcută pe o staŃie obișnuită în același interval de timp. În plus, datorită faptului că modelele vor continua să crească în mărime datorită îmbunătăŃirii vitezei de calcul, apare nevoia de cercetare pentru a îmbunătăŃi posibilităŃile de modelare și pentru a adăuga detalii noi și o mai mare complexitate. De asemenea, pentru ca aceste modele să fie utilizabile pe o scară largă de teste, adică de situaŃii impuse de impact, ele trebuie să fie validate pentru toate aceste situaŃii.

2.7 Descrierea modelului.

Modelul autovehiculului a fost dezvoltat la NCAC (National Crash Analyzes Center) pentru AdministraŃia Federală a Autostrăzilor (FHWA) și pentru AdministraŃia SiguranŃei Traficului pe Autostrăzile NaŃionale (NHTSA). Există mai multe modele, cu motoare de capacitate diferită, cutii de viteze automate sau transmisii integrale, toate aceste modele având configuraŃia generală nemodificată. Modelul a fost iniŃial dezmembrat și grupat în 7 grupe principale: șasiul, cabina, ușile, platforma spate, și alte părŃi necuprinse în cele menŃionate mai sus. Cele 3 dimensiuni ale fiecărei părŃi au fost apoi obŃinute utilizând un braŃ digitizator pasiv conectat la un PC. PorŃiunile de suprafaŃă generate din datele obŃinute înainte au fost stocate în ACAD sub format IGES. Aceste fișiere au fost apoi importate în Patran pentru asamblarea modelului și pentru generarea texturii. Următorul pas este transferul din Patran într-un fișier de intrare LSDYNA3D folosind un translator denumit HPD dezvoltat de NCAC.

Datorită faptului că aceste modele sunt folosite pentru mai multe tipuri de aplicaŃii s-au inclus în model detaliile cele mai amănunŃite, cum ar fi: amortizoare, radiator, suspensie, motor, uși laterale sau cabina vehiculului. Aceste părŃi au fost numerizate cât mai detaliat posibil, pentru a minimiza cât mai mult orice aproximare a geometriei oricărei părŃi a vehiculului. De exemplu, șasiul a fost numerizat și apoi texturat utilizând două metode diferite. Prima nu a Ńinut seama de nici o gaură de fixare, sau cu altă destinaŃie existentă pe șasiu, în timp ce a doua a Ńinut seama de acestea. În primul caz modelul s-a comportat foarte prost comparativ cu vehiculul, spre deosebire de al doilea. Incluzând aceste orificii în geometrie, timpul de calcul a crescut simŃitor, acest lucru datorându-se creșterii numărului elementelor finite și scăderii dimensiunii fiecărui element.

Un alt aspect al creșterii acurateŃei modelelor este testarea unor materiale. S-au testat mai multe eșantioane de material din diferite părŃi cum ar fi: ușa, șasiul, capota, pragurile ușilor, etc… pentru a se obŃine date despre proprietăŃile materialelor utilizate. Testele au fost făcute la trei viteze diferite: scăzută – static, scăzută – dinamic, ridicată – dinamic. ProprietăŃile acestor materiale vor fi adăugate în următoarea fază a dezvoltării modelului vehiculului.

Modelul format din câteva zeci de mii de noduri (aproximativ 60000) conŃine elemente de suprafaŃă, elemente de tip grindă și elemente cubice. Fișierul de lucru cuprinde 192 de grupuri, corespunzător numărului proprietăŃilor elementului și a numărului componentelor. ProprietăŃile fiecărui element sunt definite de un set de fișe de material. În acest model sunt utilizate 4 tipuri de materiale. Fiecare dintre cele 192 de elemente este subîmpărŃit în elemente de suprafaŃă și grinzi. Există două tipuri de elemente de suprafaŃă utilizate: pătrate și triunghiulare. Formularea acestor tipuri este bazată pe teoria Belytscko-Tsay. În schimb nu există decât un tip de grindă folosit, cel bazat pe teoria Hughes-Liu.

În calcule se folosește modelul de material izotrop din punct de vedere elastico-plastic, modelul materialului rigid, modelul materialului din cauciuc Blatz-Ko, iar pentru unele elemente se folosește un model de material strict elastic.

Aceste părŃi sunt interconectate folosind diferite tipuri de noduri sau legături. Două tipuri de constrângeri nodale sunt folosite: cea nodală de grup, care permite același grad de libertate unui grup de noduri, forŃându-le pe toate să se miște împreună în aceeași direcŃie. Al doilea tip este punctul de sudură, care este echivalent cu două noduri legate între ele rigid. Nodurile pot executa mișcări de rotaŃie și translaŃie, dar nu se pot roti sau translata relativ unul faŃă de altul. Două tipuri de legături, una sferică și alta de revoluŃie au fost folosite pentru suspensia modelului. În Figura 2-23 se prezintă vederile de dedesubt și de sus ale modelului. Capota motorului a fost înlăturată.

Sursa A.K Zaouk, s.a., www.ncac.gwu.edu

Figura 2-23 Vedere de sus și dedesubt a modelului

2.7.1 Scenariile de impact

Se iau in considerare două scenarii de impact. Primul este un impact cu un perete rigid cu o viteză iniŃială de 56 km/h. Al doilea este un impact pieziș la 25o cu o barieră laterală de pe o autostradă cu viteza de 100 km/h. Fișierele de intrare pentru aceste două scenarii de impact au fost generate folosind un procesor LS-INGRID. În fiecare caz s-au combinat fișierele de intrare LS-DYNA3D cu cele corespunzătoare modelelor barierelor folosind LS-INGRID.

2.7.2 Simularea propriu-zisă

Simulările au fost făcute pe sisteme Silicon Graphics Power-Challenge conŃinând 16 procesoare. Simularea impactului frontal a fost rulată timp de 150 ms folosind 4 microprocesoare. Acestea au avut nevoie de 49 de ore pentru a reproduce fenomenul. Pentru al doilea impact, simularea a fost făcută pentru un timp de impact de 0.5 s și a necesitat 152 de ore de lucru pentru 4 procesoare. În toate cazurile de simulare s-a fixat un pas de 1 µs.

S-au folosit filtre pentru a reduce bruierea apărută pe parcursul simulării pentru înregistrarea acceleraŃiilor. Valorile înregistrate pentru acceleraŃii sunt prezentate alături de rezultatele testului, în secŃiunea următoare.

2.7.3 ComparaŃia dintre testul propriu-zis și simulare

AcurateŃea și fidelitatea simulării au fost studiate după următoarele criterii:

Profilul deformaŃiilor în zonele de impact puternic.

Înregistrarea timpilor pentru diferite poziŃii ale autovehiculului.

AbsorbŃia de energie de către diferite componente.

Comportamentul vehiculului după impact.

2.7.4 Impactul frontal cu un perete rigid (nedeformabil)

Profilul deformaŃiilor în zona de impact – deformaŃia generală în zona de impact poate fi comparată vizual cu ajutorul imaginilor captate cu camere de luat vederi de înaltă viteză. În figurile 2.24. și 2.25. se prezintă vederile laterală și de dedesubt ale autovehiculului după 90 ms de la impact. Această stare de deformaŃie a fost aleasă deoarece reprezintă momentul în care deja o mare parte din deformarea plastică s-a produs. Se observă din figuri că forma deformaŃiilor capotei, aripilor și a barei de protecŃie sunt similare în cazul simulării și în cazul testului real.

Sursa A.K Zaouk, s.a., www.ncac.gwu.edu

Figura 2-24 ComparaŃie între deformaŃiile modelului și ale autovehiculului la 90 ms după impact

Sursa A.K Zaouk, s.a., www.ncac.gwu.edu

Figura 2-25 ComparaŃie între deformaŃiile modelului și ale autovehiculului la 90 ms după impact (vedere de dedesubt)

DeformaŃia capotei începe la momentul t = 30 ms iar deformaŃia plastică totală se consideră la momentul t = 90 ms. Deformarea generală produsă în partea inferioară a modelului arată o bună corelare între simularea virtuală și test.

2.7.5 Înregistrarea evoluŃiei în timp a deformaŃiilor în locuri diferite

Următorul mod de comparaŃie este evoluŃia vitezei și acceleraŃiei în diferite locuri ale caroseriei. Error! Reference source not found. arată comparaŃia între acceleraŃiile înregistrate în testul real și în simularea virtuală. Accelerometrele sunt situate dedesubtul și deasupra motorului precum și în partea din spate a scaunelor din faŃă. Din nou se observă corelarea dintre rezultatele obŃinute experimental și curbele trasate în urma simulării. DeceleraŃia maximă suferită de motor este de 100 g în timp ce cea obŃinută în cabină este de 50 g. Erorile obŃinute sunt de 3.3% respectiv de 16.5%. În Error! Reference source not found. se prezintă comparaŃia evoluŃiei între test și simulare obŃinută în spatele scaunului stânga faŃă și de deasupra motorului. Chiar dacă modelul simulat nu conŃinea în cabină scaunele, bordul și manechinele antropomorfe, există o similitudine între test și simulare.

Sursa A.K Zaouk, s.a., www.ncac.gwu.edu

Figura 2-26 AcceleraŃiile obŃinute teoretic și experimental in zona inferioara a motorului și a scaunului din dreapta

Sursa A.K Zaouk, s.a., www.ncac.gwu.edu

Figura 2-27 AcceleraŃiile obŃinute teoretic și experimental in zona superioara a motorului și a scaunului din stânga

Totuși testul este mai relevant. Acest lucru ar putea fi atribuit proprietăŃilor materialului folosit la model, subliniindu-se încă o dată importanŃa testării și a cunoașterii materialelor. Pentru a se reduce eroarea simulării cu un factor de până la 3 se pot folosi pași variabili în special în zona de impact, însă aceasta duce la un timp de calcul mai mare, uneori chiar excesiv. De exemplu în cazul prezentat timpul de calcul a crescut de la 49 de ore în cazul pasului constant (1 microsecundă) la 212 h pentru pas variabil.

2.7.6 AbsorbŃia energiei pentru diferite componente din structura caroseriei

Este foarte importantă observarea absorbŃiei de energie de către diferite componente ale vehiculului. Aceasta poate fi obŃinută în simulare prin calcularea energiei plastice încorporata în material. Tabelul 2.6 arată procentul din energia totală împărŃit pe diferitele componente ale structurii frontale.

Aceste date sunt esenŃiale atât pentru determinarea importanŃei componentelor respective la acurateŃea și fidelitatea modelelor cât și pentru simularea generală. Procentul din energia totală absorbită se dovedește apropiat de cel calculat prin metode inginerești. Rezultatele arată o distribuŃie favorabilă a energiei comparativ cu rezultatele simulărilor cu modele mai vechi și mai puŃin detaliate.

Tabelul 2.6

Evaluările sunt parte integrantă a procesului de validare, în special în ceea ce privește asamblarea pieselor și caracteristicile generale ale autovehiculului. Studiind figurile se observă existenŃa unei bune corelaŃii între deplasarea de după impact a motorului, transmisiei și a coloanei de direcŃie.

2.8 Concluzii

Rezultatele simulărilor sunt consistente. Unele probleme pot fi rezolvate modelând mai multe componente ale interiorului: scaune, bord, manechine antropomorfe. În plus există nevoia executării unor simulări care să folosească calculul cu pas variabil pentru a putea separa erorile de calcul de cele de modelare. Modelele ar putea fi îmbunătăŃite și mai mult încercând și alte poziŃii de impact inclusiv cea cu un perete deformabil, impact frontal cu un alt vehicul, etc.

Rezultatele simulărilor prezentate demonstrează utilizând echipamente hardware și software de ultim moment că se pot prevede efectele impacturilor cu parapeŃii de pe șosele de o manieră destul de exactă.

MATERIALE PENTRU CONSTRUCłIA ȘI PROTECłIA ANTICOROSIVĂ A CAROSERIILOR AUTOVEHICULELOR

Cabina, respectiv caroseria, reprezintă habitatul în care este amplasat postul de conducere, cu toate sistemele de comandă, control și semnalizare. Ea trebuie să asigure: condiŃii pentru securitatea conducătorului auto și a pasagerilor; confort; rezistenŃă la solicitările mecanice, fizice și chimice; rezistenŃa aerodinamică minimă la deplasarea automobilului; forma estetică plăcută; un grad de finisare superior.

Cabinele și caroseriile se pot executa din materiale plastice, compozite și metalice.

Materialele metalice pentru cabine și caroserii

3.1.1 Table și benzi din oŃel negalvanizate pentru presare la rece

Alegerea materialelor pentru presarea, la rece, a pieselor de caroserie se efectuează Ńinând cont de următoarele caracteristici: tensiunea la rupere σr; tensiunea limită de curgere tehnică σ0 = σ0,2, alungirea la rupere εr; indicele Erickson IE; duritatea HRB; ecruisarea materialului, exprimată prin indicele de ecruisare, „n” și anizotropia tablei, pusă în evidenŃă prin coeficientul de anizotropie „r”.

Pentru fabricarea reperelor de caroserii și cabine auto, prin deformarea plastică la rece, se recomandă utilizarea oŃelurilor carbon (OL 34, OL 37) și a oŃelurilor carbon de calitate (OLC 10, OLC 15, OLC 25, OLC 35). Tablele supuse ambutisărilor adânci, sau medii, trebuie să aibă un conŃinut redus de carbon, sub 0,12% (0,15%), iar cele care trebuie sudate sub 0,30% .

Tablele și benzile din oŃel cu conŃinut mic de carbon, laminate la rece, cu grosimi de 0,5 …3,0 mm destinate caroseriilor auto, se livrează, conform STAS 10318-80, în calităŃile A4 și A5, tabelul 3.1. Ele pot fi recoapte (r) și redresate (d) după recoacere.

Tabelul 3.1 Caracteristicile mecanice ale tablelor și benzilor pentru caroserii și cabine

Tablele și benzile pentru ambutisare se clasifică, în raport cu gradul de ambutisare, în grupele (STAS 9495-80):

A1 (ambutisare obișnuită cu Amin = 26%);

A2 (ambutisare adâncă, Amin = 30%);

A3 (ambutisare foarte adâncă, Amin = 34%).

În funcŃie de aspectul suprafeŃei, ele pot avea simbolurile de calitate 04, 03 sau 02. Ultima calitate înseamnă suprafaŃa curată, cu urme locale de oxizi, material recopt, alb mat. Alte caracteristici sunt date în tabelul 3.1.

După starea calităŃii suprafeŃei, tablele și benzile pot fi grupate în:

Grupa 03 P – suprafaŃa este curată, fără oxizi material recopt, alb mat;

Grupa 04 – suprafaŃa curată fără zgârieturi și pori material recopt, alb mat (matargintiu).

Calitatea A4 este destinată reperelor interioare ale caroseriilor și cabinelor auto, iar A5 celor exterioare.

Lonjeroanele și traversele cadrului șasiu, sau cadrului planșeu, se fabrică din table și benzi deformabile la rece cu rază mică de îndoire din oŃel de construcŃii cu granulaŃie fină, de exemplu L42.

Aceste materiale prelucrate în fază de semifabricat, prin laminare la cald, au limita de curgere, σr, satisfăcătoare și o sudabilitate bună (v. STAS 11505-80).

3.1.2 Table și benzi zincate

Aceste sortimente se obŃin din tablă de oŃel decapată, recoaptă și acoperită cu un strat de zinc protector, depus galvanic sau prin scufundarea într-o baie de zinc topit. Se livrează în foi de dimensiuni standard sau tipizate.

Pentru condiŃii climaterice foarte severe, constructorii de automobile folosesc: tabla galvanizată pe ambele feŃe; injecŃia de ceară, vopseaua sudabilă bogată în zinc, aplicată înainte de asamblare; masticurile de etanșare; vopsirea prin electroforeză.

Figura 3-1 Sistemul de acoperire de tip ZINCROMETAL

Toate aceste soluŃii s-au dovedit insuficiente. Pe lângă soluŃiile posibile, cunoscute deja: electrozincaj, galvanizare și acoperire organometalică, Societatea DIAMOND SHAMROCK, specializatâ în chimia cromului, a realizat o tablă din oŃel protejat, denumită ZINCROMETAL.

Zincrometalul este un sistem bistrat, Figura 3-1, aplicat continuu pe o tablă de oŃel laminată la rece.

PerformanŃele zincrometalului depind, în mare parte de proprietăŃile primului strat (DACROMET), care este realizat dintr-o soluŃie apoasă ce conŃine ca elemente principale acidul cromic și pudra de zinc. Al doilea strat, aplicat pe dacromet, este o rășină bogată în zinc, special sudabilă pentru a permite sudarea prin rezistenŃă.

Zincrometalul se comportă bine la ambutisare și sudare, nu necesită tratamente de suprafaŃă și are o rezistenŃă intrinsecă de 250 ori mai bună la coroziune salină, In zonele deformate, și de 350 ori mai mare, în zonele nedeformabile, în comparaŃie cu tablele la care s-au aplicat numai tratamente clasice.

3.1.3 Tablele sandwich

Pentru a reduce zgomotele transmise caroseriei automobilului, producătorii dezvoltă noi materiale. În această categorie sunt cuprinse și tablele sandwich antivibratoare. Acestea se obŃin prin colaminarea a două table din oŃel, separate printr-un strat de rășină vâscoasă.

ApariŃia tablelor sandwich se datorează, atât necesităŃii reducerii zgomotului, cât și preocupării:

constructorilor de autovehicule de a concepe modele cât mai performante, din punct de vedere al confortului;

producătorilor de materiale, de a inova și dezvolta noi reŃete de table pentru caroseriile de autovehicule.

În acest context se situează și tendinŃa introducerii tablelor sandwich în construcŃia caroseriilor și cabinelor autovehiculelor produse în Europa, S.U.A și Japonia. Ele permit încadrarea autovehiculelor în normele de zgomot reglementate de organizaŃiile internaŃionale, tabelul 3.2.

Tabelul 3.2. Nivelul admis de zgomot, conform CEE 92/97.

3.1.3.1. Structura tablelor sandwich

Tablele sandwich sunt compozite formate din trei straturi:

oŃel, cu grosimea de 0,35 … 1,00 mm; polimeri cu grosimea de 0,045 mm.

Stratul din polimer are rolul de a asigura insonorizarea tablei din oŃel. Amortizarea vibraŃiilor din material este posibilă prin disiparea energiei acestora, sub formă de căldură, în polimerul solicitat la forfecare.

Compozitele de tip sandwich integrează proprietăŃile antivibratorii cu calităŃile de rezistenŃă mecanică ale tablei de oŃel. Deci, proprietăŃile mecanice ale acestora sunt dependente de cele ale materialului metalic.

La alegerea polimerului trebuie să se Ńină seama, nu numai de performanŃele sale viscoelastice, ci, și de caracteristicile sale termice și amorfe. După tratamentele termice, caracterul lui hidrofob contribuie, în mod semnificativ, la majorarea rezistenŃei la coroziune, iar, relativa sa rigiditate determină realizarea unei adeziuni de bună calitate cu elementul din oŃel.

Sudarea prin rezistenŃă este asigurată prin dispersia de particule metalice în stratul de polimer.

3.1.3.2. Caracteristicile de bază ale tablelor sandwich

ProprietăŃile de amortizare

La o excitare pasageră, tabla sandwich amortizează foarte rapid, în timp vibraŃiile faŃă de tabla clasică. Pentru un regim vibrator întreŃinut, tabla sandwich determină o diminuare a vârfului de rezonanŃă la frecvenŃa considerată.

Capacitatea de amortizare a vibraŃiilor materialului se face prin intermediul factorului de pierderi (h), care pentru oŃeluri de arc are valoarea de ordinul 10-3, iar pentru tabla sandwich de 10-1.

Coeficientul de amortizare depinde de frecvenŃă și de temperatură, Figura 3-2.

Figura 3-2 DependenŃa factorului de pierderi de frecvenŃă și temperatură

Proprietatea de aderenŃă

Pentru aprecierea aderenŃei se realizează două teste:

testul de jupuire în T, Figura 3-3; testul de tragere forfecare, Figura 3-4.

Figura 3-3 Testul de jupuire

Figura 3-4 Testul de tragere, forfecare

Rigiditatea de ansamblu a tablei sandwich depinde de valoarea efortului de tragereforfecare.

3.1.3.3. Procedeul de fabricare al tablelor de tip sandwich

Acesta se bazează pe laminarea, la temperatură înaltă, tablelor din oŃel. SecŃiunile liniei de fabricare a tablei sandwich sunt următoarele:

două compartimente de intrare, în care se derulează două benzi din tablă;

două compartimente de tratament al suprafeŃelor, care cuprinde un post de introducere a soluŃiei de cromat, urmată de etuva de uscare.

Elemente specifice:

banda superioară este acoperită, după răcire, cu rășină; după aceea ea este uscată în cuptor; în același timp banda inferioară este preîncălzită;

benzile, după traversarea celor două cuptoare de menŃinere sunt dirijate în cuptorul de laminare, unde două perechi de rulouri de laminare asigură asamblarea; după răcire, tabla traversează un sector de ieșire și apoi este bobinată.

Specificitatea procedeului constă în introducerea rășinii și laminare.

3.1.3.4. Comportamentul tablelor sandwich în procesul industrial.

Tablele compozite oŃel – polimer – oŃel sunt utile numai în măsura în care ele satisfac, simultan, trei existenŃe:

contribuie eficient la atenuarea vibraŃiilor structurilor și deci la diminuarea zgomotului radiat; sunt comparabile cu ansamblul procesului industrial de punere în lucru la beneficiar;

au un comportament de serviciu echivalent cu cel al tablelor tradiŃionale, sau cu cel

al oricărui material pe care pot să-l substituie.

Ambutisarea

Aptitudinea de ambutisare a unei table sandwich depinde, în mare parte, de aderenŃa polimerului. Dacă aceasta este slabă apar cute în suprafeŃele de strângere sau în zonele unde metalul este comprimat. Desigur ca și în cazul tablei clasice, ambutisarea tablei sandwich depinde de parametrii mecanici ai oŃelului și condiŃiile de formare.

La deformarea tablei sandwich este necesară majorarea presiunii de strângere pentru a compensa mai mult sensibilitatea produsului la plisare. După ambutisare este important să se controleze aderenŃa elementelor tablei sandwich și integritatea structurii. Acest control se poate realiza cu ultrasunete.

Asamblarea

Asamblarea mecanică. Cuplul de strângere poate diminua în timp fluajul polimerului sub solicitarea de compresiune aplicată. În scopul evitării reajustării strângerii, utilizarea particulelor dispersate, în cantitate redusă, în stratul de polimer, apare ca o soluŃie eficientă.

Asamblarea prin lipire se utilizează pentru toate tablele sandwich ale căror proprietăŃi acustice nu sunt degradate de încălzirea până la 473 … 483 K.

Asamblarea prin sudare. Tablele sandwich se sudează prin puncte cu utilaje industriale elastice. Natura și concentraŃia particulelor metalice, prezente în rășină pentru asigurarea contactului electric între elementele structurale ale sandwich-ului, sunt minuŃios optimizate în vederea obŃinerii rezultatelor dorite.

Structura metalică în punctul de sudură nu diferă, prea mult, de cea obŃinută la o tablă clasică. Pe de o parte, nucleul (sâmburele) de topitură se dezvoltă la interfaŃa celor două table asamblate, în plus, la fel la interfaŃa celor două manșete ale oŃelului din compozit. Polimerul este expulzat din zona punctului de sudură, sub efectul efortului de strângere al electrozilor și ca urmare a vaporizării sub acŃiunea temperaturii de peste 570 K. 0 adaptare a ciclului de sudură sub forma unei faze de încălzire prealabilă, cu o intensitate mare și o fază de sudură normală permite evitarea riscului unei suprasarcini, dacă sursa de căldură este echipată cu un regulator de curent.

Sudura cu arc electric

La asamblarea cap la cap este necesară adaptarea unei strategii, care să conducă la diminuarea și canalizarea gazului format. De aceea, se recomandă efectuarea unor reglaje ale tensiunii minime, practicarea unor jocuri mai riguroase faŃă de tablele monolitice și acordarea unei atenŃii deosebite metalului de aport. Sudarea cu laser a tablei sandwich prezintă aceleași particularităŃi ca și sudura cu arc.

Vopsirea

Trei condiŃii trebuie puse pentru a garanta compatibilitatea tablelor sandwich cu procesul de recoacere a vopselei:

conservarea coeficienŃilor de amortizare; păstrarea aderenŃei dintre straturi; absenŃa interacŃiunii cu baia de cataforeză.

3.1.3.5. Comportamentul în exploatare al tablelor sandwich

Comportarea la coroziune

Parametrul care condiŃionează comportarea la coroziune a tablei sandwich este caracterul hidrofob al rășinii. Acest factor este primordial ca și prezenŃa acoperirii cu zinc la interfaŃa oŃel-polimer.

În privinŃa coroziunii pieselor, nivelul aderenŃei iniŃiale din sandwich și aptitudinea sa de a fi prelucrat prin deformare are o mare importanŃă. De exemplu, aderenŃa degradată la marginea tablei, în timpul deformării poate să favorizeze propagarea coroziunii.

Comportamentul la contactul cu uleiul

Pentru unele aplicaŃii, cum ar fi carterul motorului, tabla sandwich trebuie să funcŃioneze la temperatură înaltă în contact cu uleiul. Cercetările efectuate, în condiŃii draconice, au arătat că proprietăŃile de amortizare și de aderenŃă nu sunt alterate în timp iar uleiul nu penetrează prin straturile sandwich-ului.

Rigiditatea

Rigiditatea este un criteriu important pentru dimensionarea pieselor din tablă sandwich. Toate calculele de structură trebuie să Ńină seama de viscozitatea polimerului și deci de dependenŃa caracteristicilor sale de timp și temperatură.

Pentru o tablă sandwich simetrică în secŃiune, constituită din două folii metalice cu grosimea de 0,4 mm, rigiditatea este cuprinsă între 60 și 70% din cea a unei table monolitice de 0,8 mm.

Pentru creșterea rigidităŃii sandwich-ului, la grosime totală constantă, se pot realiza produse de grosimi distincte. Ca efect, izolarea polimerului de fibrele neutre ale compozitului reduce solicitarea sa la forfecare și asigură majorarea rigidităŃii.

3.1.3.6. ContribuŃia tablelor sandwich la confortul acustic

FuncŃia pe care o au tablele sandwich este atenuată de vibraŃiile transmise prin structura mecanică. Această atenuare rezultă din mecanismul de amortizare a vibraŃiilor la rezonanŃă prin disiparea energiei sub formă de căldură în polimer.

Deci, înlocuirea tablei monolitice cu una sandwich, conduce la diminuarea masei vehiculelor cu 20…35%, prin suprimarea materialelor clasice de amortizare, în condiŃiile realizării unui confort acustic egal celui obŃinut cu soluŃiile tradiŃionale.

Aportul tablelor sandwich, sub aspectul reducerii vibraŃiilor poate fi demonstrat prin exemplul unui pasaj al roŃii din spate a unui autoturism. Acesta a fost solicitat printr-o forŃă de impact și o accelerare, măsurată pe piesa, care are funcŃia de transfer (g/F). Cercetările experimentale arată, Figura 3-5, că utilizarea tabelelor sandwich diminuează considerabil parametrul g/F în anumite zone de frecvenŃă.

Măsurătorile efectuate pentru aprecierea transferului zgomotului arată că, în cazul pasajului roŃii din spate, acesta poate fi diminuat, pentru frecvenŃe cuprinse între 100 …

400 Hz cu 5 … 20%, Figura 3-6.

Figura 3-5 DependenŃa funcŃiei de transfer de frecvenŃa sunetului

Figura 3-6 DependenŃa zgomotului amortizat de frecvenŃă

3.1.3.7. AplicaŃii ale tablelor sandwich pe automobile

Zgomotul emis depinde de parametrii constructivi ai structurilor, rigiditate, masă și nivelul de amortizare. CondiŃiile de fixare și de legare a structurilor între ele au rol determinant în ceea ce privește nivelul zgomotului radiat. Natura materialelor joacă un rol de primă importanŃă în stabilirea performanŃelor acustice.

Diferite aplicaŃii reprezentative ale tablelor sandwich în cazul autoturismelor, sunt exemplificate în Figura 3-7.

Figura 3-7 AplicaŃii ale tablelor sandwich

Modul de concepere a caroseriei constituie, în prezent, cheia confortului acustic al autovehiculului.

Tablele sandwich, cu excelentul lor comportament la vibraŃii, au o influenŃă deosebită în transmiterea zgomotului. De asemenea, ele reduc zgomotul provocat de impactul cu aerul. Folosirea lor pentru tablier nu împiedică dispunerea unui sistem de tipul masă – resort pentru filtrarea zgomotului produs de motor. Noile materiale se folosesc pentru planșeu și pasajele roŃilor din spate. Prin utilizarea lor se pot suprima insonorizările cu materiale stratificate flexibile. Pentru ameliorarea confortului acustic al pasagerilor se poate utiliza tabla sandwich la fabricarea panourilor laterale ale caroseriei și pavilionului. În acest caz, ameliorarea confortului este însoŃită de o ușoară creștere a masei autovehiculului și a costului.

În soluŃiile tehnice luate în considerare, în diferite proiecte, creșterea de masă, prin utilizarea tablei sandwich, a fost de aproximativ 10 kg.

3.1.3.8. Concluzii

Tablele sandwich antivibratorii sunt materiale, care contribuie eficient la confortul acustic.

Fabricarea este compatibilă cu exigenŃele proceselor industriale de prelucrare prin deformare plastică, asamblare și vopsire. În același timp, tablele sandwich sunt apte de a satisface diverse exigenŃe cum sunt:

bun comportament la acŃiunea agenŃilor corozivi; un serviciu ireproșabil în condiŃiile contactului cu uleiul; rigiditate înaltă.

Eforturile de cercetare, susŃinute, pentru insonorizare sunt efectuate în domenii diferite.

Acestea vizează:

moduri de generare și propagare a zgomotului; metode previzionale și modelarea; utilizarea de noi materiale, cum ar fi tabla sandwich.

Într-un proiect de insonorizare reușita depinde de concepŃia proiectului, acustica automobilului și de furnizorii de materiale antivibratorii.

3.1.4 Aliaje de aluminiu pentru caroserie

În tabelul 3.3 se prezintă proprietăŃile mecanice ale oŃelului și ale unor aliaje de aluminiu, folosite cu precădere la caroseriile autoturismelor.

Tabelul 3.3 proprietăŃile mecanice ale oŃelului și ale unor aliaje de aluminiu

Aliajele din seria 5xxx (AA5052 și AA5182) conŃin și magneziu. Acestea nu sunt aliaje cu durificare structurală, adică proprietăŃile lor, date aici după tratamentul de recoacere, se vor mări prin ecruisare în momentul prelucrării, dar nu pot fi modificate printr-un tratament termic ulterior. În contrast, aliajele din seria 6xxx (AA6009 și Anticorodal 120), aliaje cu siliciul, își măresc proprietăŃile în starea de livrare în urma ecruisajului, dar și datorită procesului de uscare (coacere) a vopselei.

3.1.4.1. Linii de alunecare

Aliajele seriilor 5xxx și 6xxx prezintă o mare diferenŃă în comportamentul în timpul deformării. Curba de tracŃiune a unui aliaj AA5182 prezintă iregularităŃi atât la deformări mici, cât și la deformări mai mari. Aceste anomalii sunt datorate unui fenomen metalurgic propriu aliajelor cu magneziu (seria 5xxx). Aceste aliaje generează linii de alunecare de tip A pentru deformaŃii puternice. Aceste defecte nu sunt pe deplin acoperite de către stratul de vopsea. Din acest motiv, aliajele de tip 5xxx nu sunt recomandate pentru componente exterioare cu pretenŃii ridicate în ceea ce privește calitatea foarte bună a suprafeŃei. Un astfel de fenomen metalurgic nu există la aliajele pe bază de siliciu. Curba de tracŃiune a materialului Anticorodal 120 este lipsită de toate iregularităŃile. Acest tip de aliaj este indicat pentru realizarea panourilor exterioare ale automobilului.

3.1.4.2. Stabilitatea proprietăŃilor în perioada de depozitare

Stabilitatea valorilor parametrilor mecanici este o cerinŃă foarte importantă pentru tablele care sunt depozitate pentru o perioadă îndelungată de timp înaintea utilizării în procesul de fabricaŃie. Stabilitatea este îndeosebi critică pentru toate aliajele cu întărire structurală (seria 6xxx) livrate în stadiul T4, deoarece această stare metalurgică nu este stabilă în totalitate la temperatura mediului ambiant.

Timpul [Zile] Timpul [Zile]

Figura 3-8 Curbele îmbătrânirii naturale pentru Anticorodal 120

Curbele îmbătrânirii naturale, Figura 3-8, arată că această problemă a fost foarte studiată și stăpânită mai ales în ceea ce privește Anticorodal 120. După mai mult de un an de la călire, raportul Rm/Rp rămâne superior valorii de 1,85, iar limita de elasticitate nu depășește în nici un caz valoarea garantată de 130 MPa. Aceasta ar trebui deci să îi liniștească pe utilizatorii acestor table. Depozitarea Anticorodalului 120 la temperatura mediului ambiant nu mai este o problemă.

3.1.4.3. Prelucrabilitatea

Prelucrabilitatea trebuie să răspundă exigenŃelor impuse de design, dar un aliaj de aluminiu care prezintă un nivel de prelucrabilitate foarte ridicat permite o mai mare libertate în conceperea panourilor caroseriei.

Anticorodal 120 satisface toate aceste cerinŃe ridicate de prelucrabilitate. El este adaptat complet pentru ambutisare adâncă și îndoire. Microstructura favorabilă este factorul principal care permite toate acestea. Aceasta este datorată unei compoziŃii de aliaj optim, dar și unui proces de fabricare adaptat. După obŃinerea unei distribuŃii uniforme și a unei mărimi optime a precipitaŃilor intermetalici în stadiul final, barele sunt omogenizate, apoi laminate la cald, răcite lent și laminate la rece. Tratamentul de aliere și călire se realizează pe un utilaj cheie pentru această etapă a procesului de fabricare: un cuptor de tratament continuu în care pot fi tratate table cu dimensiuni mai mari de 2000 mm. Acest tip de cuptor prezintă numeroase avantaje: uniformitatea proprietăŃilor mecanice este garantată pe lungime și lăŃime, încălzirea rapidă a tablei favorizează recristalizarea în cristale fine de material și cum nu există contact mecanic cu banda de tablă caldă, cuptorul produce o calitate a suprafeŃei lipsită de toate defectele pe ambele părŃi ale tablei. Călirea se face cu aer, reducându-se astfel deformările. Banda de tablă este planeizată prin tragere la ieșirea din cuptor.

Structura metalurgică care rezultă astfel se caracterizează printr-o mărime corespunzătoare a grăuntelui și o distribuŃie uniformă a fazelor intermetalice.

3.1.4.4. Structuri de suprafaŃă

Toate cercetările care se întreprind în domeniul tehnologiei formării au ca scop optimizarea procesului. Această sarcină acoperă optimizarea celor trei elemente componente ale formării: materialul, utilajul și interfaŃa. Contactul dintre tablă și utilaj este esenŃial.

Această frecare în timpul obŃinerii tablei depinde de mai mulŃi parametri:

finisarea suprafeŃei utilajului; calitatea și cantitatea lubrifiantului; structura de suprafaŃă a piesei de obŃinut.

Structura cunoscută este MILL – FINISH. Ea se aseamănă cu o suprafaŃă hașurată în direcŃia laminării. Rugozitatea suprafeŃei în direcŃie paralelă și transversală cu direcŃia de laminare arată rezultate foarte diferite. Această suprafaŃă nu este izotropă, ceea ce reprezintă un dezavantaj.

De mai mult de 5 ani, ALUSUISSE a dezvoltat și produs suprafaŃa ISOMILL. Această suprafaŃă este hașurată în două direcŃii perpendiculare. Măsurări ale rugozităŃii făcute paralel și transversal cu direcŃia de laminare arată rezultate identice. Această suprafaŃă este mult mai izotropă decât suprafaŃa MILL – FINISH, ceea ce permite o mai bună repartiŃie a lubrifiantului în timpul obŃinerii produsului. Rezultatele obŃinute pe piese reale au fost foarte îmbucurătoare, la ora actuală mai mult de 85% din producŃia de Anticorodal 120 pentru tabla de caroserie este produsă cu suprafaŃă ISOMILL.

Industria oŃelului a dezvoltat un alt tip de suprafaŃă, numit LASERTEX. Această structură a fost încercată și pe aluminiu. SuprafaŃa se compune din rânduri de mici cratere. Măsurătorile rugozităŃii arată de asemenea o izotropie a acestei suprafeŃe. Teoretic, ea este ideală, deoarece este vorba de un sistem închis; lubrifiantul rămâne pe loc pe tot timpul procesului de fabricare. Practic, tablele LASERTEX au prezentat un comportament bun pe timpul fabricării, dar alte criterii impuse de industria de automobile nu sunt îndeplinite.

Această suprafaŃă necesită o mai mare cantitate de lubrifiant pentru a se umple toate craterele, dar cum piesele obŃinute trebuie degresate, uzinele au ca obiectiv diminuarea cantităŃii de lubrifiant utilizat. Pe de altă parte, reŃeaua de cratere, datorită periodicităŃii sale, nu este în totalitate acoperită de vopsea, iar piesa finită prezintă o calitate a suprafeŃei mult redusă. Din aceste motive, un alt tip de suprafaŃă este la ora actuală testat. Este vorba de suprafaŃa EDT (Electro Discharge Texture). SuprafaŃa se compune din mici cratere repartizate aleator. Ea este perfect izotropă. Această textură cere mai puŃin lubrifiant în timpul obŃinerii faŃă de LASERTEX și, datorită structurii dezordonate, prezintă un aspect corespunzător al suprafeŃei după vopsire.

SuprafaŃa EDT este, la ora actuală, cel mai bun compromis între formabilitate, comportament la lăcuire și cantitatea de lubrifiant utilizată în timpul obŃinerii.

3.1.4.5. Agrafarea

Metoda cea mai utilizată pentru a asambla piesele exterioare cu cele interioare în cadrul unei caroserii de automobil este agrafarea. Partea exterioară este îndoită peste partea interioară cu un unghi de 180°. În literatură este recomandat să se utilizeze pentru aluminiu raze exterioare de îndoire mai mari de 1,5 x grosimea tablei, cum este arătat în Figura 3-9, a. Practica a demonstrat că o rază egală cu 1,5 x grosimea tablei cazul b) este acceptabilă pentru îndoirea Anticorodal 120. Dacă apar probleme în ceea ce privește fisurarea materialului, acestea sunt în general datorate unei metode de agrafare incorecte, Figura 3-9, c cu o rază mai mică.

Figura 3-9 Moduri de asamblare a tablelor de aluminiu

3.1.4.6. Întărirea în timpul ciclului de lăcuire

Pentru toate panourile exterioare, cerinŃele impuse de industria de automobile sunt următoarele:

limită de elasticitate scăzută în timpul obŃinerii, pentru a se diminua efectul de SPRING – BACK.

limită de elasticitate ridicată pentru piesele finite, pentru a se obŃine o rezistenŃă la impact foarte bună.

Aliajele din seria 6xxx sunt soluŃia ideală pentru această aplicaŃie. De fapt, tablele sunt livrate în stadiul T4, adică după un tratament de călire. În acest stadiu, limita de elasticitate este scăzută, circa 120 MPa pentru Anticorodal 120. Pe parcursul tratamentului termic care urmează imediat operaŃiei de vopsire, o precipitare se produce în aliaj, ceea ce provoacă, printre altele, o mărire a limitei de elasticitate.

După acest tratament, materialul se află într-o stare stabilă și proprietăŃile sale nu mai variază în decursul timpului.

3.1.4.7. Reciclarea aluminiului utilizat la caroseriile auto

O cerinŃă primordială în alegerea materialelor folosite în construcŃia autovehiculelor moderne este posibilitatea reciclării. Aluminiul este, din acest punct de vedere un material excelent, el poate fi foarte ușor retopit și reutilizat. Valoarea sa de refolosire depinde în schimb de modalitatea în care se face reciclarea.

Pentru două panouri construite din același aliaj, valoarea de reciclare este aproape egală cu valoarea iniŃială a materiei prime dacă piesa a fost separată de vehicul înainte, decât dacă vehiculul a fost compactat sau tăiat în bucăŃi. În cazul unui astfel de panou, aliajul astfel recuperat va putea fi turnat sub formă de bare laminate, care pot fi utilizate pentru obŃinerea aceluiași produs. În alŃi termeni, este posibil ca dintr-o capotă veche să se poată obŃine o nouă capotă, cu pierderi infime ale valorii materialului.

Din contră, dacă panoul este realizat cu ajutorul a diferitor tipuri de aliaje de aluminiu, de exemplu seria 6xxx pentru partea exterioară asamblată cu aliaj din seria 5xxx pentru ranforsările interioare, după retopire aliajul obŃinut va putea fi utilizat doar pentru realizarea pieselor turnate din aluminiu cu valoare de circa 80% din valoarea iniŃială a materialului. Dacă panoul este alcătuit dintr-un ansamblu de aluminiu și oŃel, va trebui ca mai întâi să se separe aluminiul de oŃel, rezultând un metal de a doua fuziune, cu pierdere de circa 50% din valoarea iniŃială a materialului. În sfârșit, ultima soluŃie nu separă părŃile conŃinând aluminiu înainte de tăierea autovehiculului. Valoarea aluminiului extras după tăiere variază în limite foarte largi. De fapt, separarea aluminiului și a materialelor plastice este uneori dificilă, chiar imposibilă. În unele cazuri, se percep taxe pentru eliminarea acestor deșeuri.

Un proiect de viitor ar putea fi utilizarea aluminiului pentru realizarea pieselor detașabile, cum ar fi capotele motor, capacele portbagajului, portierele, acoperișurile, aripile, etc., și de a se inscripŃiona “PIESE DE DEMONTAT ÎNAINTE DE DEZMEMBRARE” în manualul vândut cu autovehiculul, pentru a se putea profita de avantajul enorm al posibilităŃii de reciclare.

3.1.4.8. Concluzii

Utilizarea aluminiului pentru realizarea caroseriei de automobil are o istorie îndelungată. Încă din 1946, firma engleză LAND-ROVER produce cu succes autovehicule cu caroserie din aluminiu. Dezvoltarea aliajelor de aluminiu, în particular a celor din seria 6xxx, deschide noi posibilităŃi în prelucrarea aluminiului. Aceste aliaje posedă nu numai o rezistenŃă anticorozivă excelentă, dar și permit o scădere a greutăŃii, rezultând o economie de energie. Pe de altă parte, aliajele de aluminiu sunt ușor de reciclat și își păstrează valoarea comercială ridicată. Mai mulŃi mari constructori de autovehicule europeni au ales în consecinŃă Anticorodal 120 pentru realizarea noilor modele de automobil, modele ce au fost comercializate în ultimii ani, sau modele care sunt la ora actuală în stadiul de dezvoltare.

3.2 Materiale plastice și compozite pentru caroserii

3.2.1 ConsideraŃii generale

Noi materiale sunt folosite pentru realizarea elementelor portante ale caroseriilor.

Materialele plastice au pătruns în sectorul automobilelor în anii '60, iar creșterea ponderii lor a fost rapidă după aceea. Materialele compozite au apărut în anii '70. În anii '80, caracteristicile interesante ale materialelor compozite, corelate cu cunoștinŃele acumulate în domeniul fabricării lor, au determinat designerii și constructorii să le folosească și pentru:

elemente exterioare ale caroseriei (ranforsarea portierei din spate și a părŃii

rabatabile a pavilionului); elemente ale suspensiei (arcurile foi); elemente ale ramei caroseriei; componente ale podelei; carcase ale cutiei de viteze, punŃilor și ambreiajului; pistoane, biele, pinioane, capace, cartere, etc.

Prin înlocuirea materialelor clasice (oŃelul) cu cele neconvenŃionale (materiale plastice și compozite), în construcŃia caroseriei, se pot obŃine: reducerea rezistenŃelor aerodinamice; îmbunătăŃirea caracteristicilor acustice; reducerea greutăŃii caroseriei; majorarea siguranŃei active și pasive.

Pentru a facilita integrarea materialelor neconvenŃionale în structura caroseriei, o serie de probleme trebuie rezolvate:

realizarea unei legături optime între piesele de oŃel și cele din materiale plastice; dezvoltarea reŃetelor de materiale și a tehnologiilor de fabricare; optimizarea soluŃiilor tehnice pentru punctele de fixare a balamalelor; proiectarea optimă a ramei parbrizului; îmbunătăŃirea comportamentului static în structura de ansamblu; calculul tuturor reperelor caroseriei prin metoda elementelor finite.

Compozitele plastice ranforsate cu fibre (sticlă, metal, Kevlar) pentru piesele de automobile vor avea în viitor, două domenii de implicare:

extinderea majoră a aplicaŃiilor curente sub forma panourilor de înveliș; introducerea materialelor compozite în segmente structurale înalt solicitate.

Materialele compozite sunt realizate dintr-o matrice metalică, sau nemetalică, care este întărită prin dispersia unor particule, fibre sau gaze.

Materialele, care intră în structura compozitelor sunt:

masele plastice;

fibrele sintetice (Kevlar), de sticlă, azbest, carbon, bor, metalice, ceramice sau

celulozice; metalele (Ni, Co, Ai, Cr, Ti, W, Ta, Zr, Mo); componentele celulozice.

Reperele din materialele compozite au:

densitatea cu mult mai redusă ca a celor metalice (compozitele din rășini epoxidice urmate de fibre de sticlă, bor sau carbon, au densitatea sub 2 kg/dm3); rezistenŃa la tracŃiune mare (rezistenŃa la tracŃiune a Kevlarului este de 2760 –

3620 MPa faŃă de 1720 MPa a oŃelului și 2410 MPa a fibrelor de sticlă); coeficienŃii de dilatare foarte mici, în raport cu metalele; rezistenŃe ridicate la șoc și la acŃiunea agenŃilor corozivi și abrazivi;

capacitate mare de amortizare a vibraŃiilor (de trei ori mai mare ca a aluminiului); greutate redusă (1 kg de Kevlar înlocuiește 5 kg de oŃel în cazul confecŃionării de piese cu aceleași caracteristici mecanice); siguranŃă mare în funcŃionare;

stabilitate chimică și caracteristici mecanice constante la temperaturi ridicate (fibrele de Kevlar, teflon și hyfil până la 800 K), în condiŃiile execuŃiei lor cu consumuri energetice scăzute, pe instalaŃii mai puŃin costisitoare, în raport cu metalele.

În grupul materialelor compozite se pot identifica două segmente:

materiale anizotrope, care au fibrele cu o orientare preferenŃială și posedă o rezistenŃă mare în direcŃia fibrajului; materialele izotrope (materialele GMT).

GMT reprezintă un sistem de materiale ce combină matricea termoplastică cu împletitura din sticlă mată, orientată aleator. ConfiguraŃia sticlei mate permite curgerea fibrelor în timpul operaŃiei de formare, prin comprimare, în paralel cu menŃinerea abilităŃii de a păstra proprietăŃile izotrope. GMT oferă o combinaŃie unică a fibrelor de sticlă cu durata ciclului de termoplastifiere.

3.2.2 Tipuri de materiale polimere și compozite

3.2.2.1. Materiale polimere fine

Din această grupă fac parte termoplastele cu rezistenŃă la încovoiere și modul de elasticitate relativ reduse, și care au un coeficient de dilatare termică liniară mare. Aceasta poate ridica probleme speciale dacă este necesară acoperirea cu vopsea. Sunt ușor de obŃinut (ca formă), prin tehnologii relativ simple și sunt apte de a reproduce un design complicat. AplicaŃii: repere interioare (de habitaclu).

3.2.2.2. Materiale rigide relativ dure

Grupa aceasta cuprinde compozitele cu matrice din polimeri termoplastici ranforsate cu fibre azbestuate sau parŃial orientate (scurte sau foarte lungi).

Tehnologii de formare:

compresiune;

injecŃie în forme încălzite.

Ele prezintă un modul de elasticitate favorabil, rezistenŃă la încovoiere bună, o foarte mică elongaŃie până la rupere (chiar sub 1%), duritate (mai ales la temperaturi joase) direct dependentă de conŃinutul în fibre și de lungimea acestora. Coeficientul de dilatare termică liniară este în general apropiat de cel al metalelor (oŃel). Stabilitatea dimensională, la modificarea temperaturii, permite o bună acoperire cu vopsea. Aceste materiale sunt apte pentru structuri rigide și nuclee de ranforsare, dar nu a elementelor care au rolul de absorbŃie a energiei.

3.2.2.3. Materiale compozite cu matrice termoplastifiabilă, cu fibre de ranforsare continue și lungi (sticlă, grafit, Kevlar)

Aceste materiale au un modul de elasticitate foarte ridicat și o mare rezistenŃă la încovoiere, compensând astfel elongaŃia redusă, până la rupere. Ele combină rigiditatea mare cu capacitatea de disipare a energiei și propagare controlată a rupturilor în timpul impacturilor, mai ales în cazul orientării judicioase a fibrelor.

Competitivitatea faŃă de oŃel este asigurată de densitatea lor redusă (rămânând încă neeconomică dozarea componentelor în timpul procesului tehnologic).

3.2.2.4. Materiale superfluide

Ele se pot forma prin injecŃie cu un conŃinut de fibre scăzut (mai puŃin de 10% fibre scurte de sticlă). Prezintă un coeficient de elongaŃie, până la rupere, foarte mare și calitate bună a suprafeŃei. Presiunea mică din timpul procesării, asigură o bună formare în forme complicate și, în unele cazuri, costuri favorabile.

Datorită avantajelor menŃionate, aceste materiale și-au găsit aplicaŃii în fabricarea barelor parașoc, a protecŃiilor laterale, sau în structurile interne de absorbŃie a energiei și, în unele cazuri, chiar în tablierele exterioare ale caroseriei.

Se urmărește scăderea duratei ciclului de turnare și o mai riguroasă poziŃionare a armăturilor (piese metalice, compozite termoplastice) pentru a îmbunătăŃi rigiditatea și stabilitatea termică a componentului.

PărŃile în mișcare ale caroseriei (capote, semicapote inferioare) sunt fabricate folosind materialele grupei 3.2.2.2. prin turnare prin injecŃie sau comprimare, sau prin turnarea prin transfer de rășină, pentru serii mici.

3.2.3 Materiale compozite folosite la caroserii

Repere fabricate:

SMC – sub formă de foi turnate ele sunt folosite la: capote superioare, panouri exterioare;

TPO – materiale termoplastice olefinice se utilizează la acoperiri de praguri;

RIM – uretan injectat prin reacŃie se folosește la bare parașoc, protecŃii;

RRIM – RIM ranforsat utilizat pentru protecŃii laterale, bare parașoc.

Tabelul 3.4. Caracteristicile diferitelor materiale pentru structurile caroseriilor

3.3 Materialele de protecŃie anticorozivă a caroseriilor

Pentru diminuarea coroziunii caroseriilor, suprafeŃele metalice ale acestora se acoperă cu straturi rezistente, de natură anorganică sau organică și uneori cu materiale multistrat.

Structurile depuse trebuie să îndeplinească o serie de condiŃii. Astfel, ele trebuie să fie: continui, lipsite de pori, aderente la suportul metalic, uniforme ca grosime, stabile din punct de vedere chimic și să prezinte o rezistenŃă mecanică ridicată.

3.3.1 Materiale din structura sistemului de vopsire

Un sistem de vopsire este alcătuit din straturi de materiale peliculogene: grunduri, chituri, vopsele și emailuri compatibile, care formează, prin uscare și lustruire, o peliculă de protecŃie rezistentă și elastică. Materialele de vopsire compatibile se obŃin, de obicei, pe baza aceluiași liant sau a unor lianŃi cu structură chimică asemănătoare.

Pentru ca protecŃia împotriva coroziunii să fie eficientă, este necesar ca, pe lângă o bună alegere a materialului metalic, a soluŃiilor constructive și a sistemului de vopsire, să se aplice un tratament corespunzător al suprafeŃelor. Tratarea suprafeŃelor cuprinde operaŃii mecanice, chimice și electrochimice (prelucrarea mecanică, degresarea și decaparea pentru îndepărtarea impurităŃilor), precum și acoperiri chimice (fosfatarea și pasivizarea).

3.3.1.1. Produse și materiale pentru tratarea suprafeŃelor

Pentru curăŃirea eficace a suprafeŃelor, precum și îndepărtarea straturilor vechi de vopsea, ruginii sau a altor impurităŃi solide se folosește sablarea cu alice.

Dimensiunile și forma alicelor cu care se efectuează sablarea, în funcŃie de natura materialului supus sablării, sunt clasificate conform STAS 7482-89. Astfel, pentru aplicarea unui strat de vopsea cu grosimea de 30 -50 µm se recomandă folosirea alicelor dure; suprafaŃa obŃinută este cu alveole având dimensiuni proporŃionale cu clasa granulometrică a alicelor turnate sau sparte (colŃuroase).

Îndepărtarea grăsimilor de pe suprafeŃele metalice se obŃine fie prin degresare chimică, cu ajutorul solvenŃilor organici (hidrocarburi, derivaŃi cloruraŃi, alcooli) sau a soluŃiilor alcaline, fie prin degresare electrolitică sau cu ultrasunete (operaŃia se execută cu solvenŃi cloruraŃi sau în apă cu emulgatori).

Oxizii de pe suprafaŃa pieselor metalice se îndepărtează prin decapare chimică (cufundarea pieselor în soluŃii acide sau alcaline) sau electrochimică (se realizează în soluŃii de acid sulfuric, acid clorhidric sau mai rar în soluŃii alcaline și neutre).

Acoperirea cu straturi și compuși anorganici prin fosfatare, realizată controlat, pe cale chimică sau electrochimică, constituie o metodă de protecŃie a metalelor faŃă de diferite medii corosive (peste stratul fosfatat se depun straturi organice de protecŃie anticorozivă).

Fosfatarea constă în formarea pe suprafaŃa metalică a unui strat de cristale fine de fosfaŃi metalici secundari și terŃiari, practic insolubili (fosfaŃi de fier, magneziu sau zinc), din soluŃii apoase, care conŃin fosfaŃi metalici primari.

Datorită avantajelor pe care le prezintă zincul (prin propria sa coroziune zincul produce o difuzie de ioni de zinc și de ioni de OH, care formează prin reacŃie oxizi de hidrocarbonaŃi sau oxiclorură de zinc, în concordanŃă cu atmosfera ambiantă; produse insolubile, care întârzie coroziunea prin polarizarea pilei zinc – fier), procedeul de fosfatare cu zinc se utilizează, în prezent, în vopsitoriile majorităŃii firmelor producătoare de automobile. EvoluŃia acoperirilor prin fosfatare, din ultimii ani, arată că grosimea straturilor cristaline este în descreștere, paralel cu îmbunătăŃirea calităŃii.

Băile de fosfatare pot fi accelerate și pot lucra fie la temperatura camerei, fie la temperatură ridicată.

Băile de fosfatare neaccelerată conŃin fosfaŃi primari și acid fosforic, în care uneori se mai adaugă agenŃi de umectare sau substanŃe pentru creșterea rezistenŃei la coroziune a acoperirii formate.

Formarea acoperirilor de fosfaŃi poate fi intensificată prin adăugarea în soluŃie a unor acceleratori: agenŃi de oxidare, agenŃi de reducere, compuși ai metalelor grele. AzotaŃii și azotiŃii sunt utilizaŃi pe scară largă în băile de accelerare, deoarece produc o reducere mare a duratei de fosfatare, precum și o scădere a conŃinutului de fier din soluŃie, prin oxidarea fosfatului feros în fosfat feric, precipitat care se separă la fundul băii.

Deoarece piesele fosfatate prezintă porozităŃi ale stratului de fosfaŃi, care constituie centri preferenŃiali de coroziune, acestea sunt pasivizate.

Pasivizarea se obŃine prin formarea la suprafaŃa metalului a unui strat de compus metal-oxigen. În acest scop piesele sunt spălate, prin imersie sau pulverizare, cu soluŃii de acid cromic și acid fosforic, fiecare în concentraŃii de 0,05—0,1 g/dm3, la temperatura de 313 … 323 K, timp de 3 – 4 minute.

3.3.1.2. Grundurile

Sunt dispersii de pigmenŃi și materiale de umplutură în uleiuri sau lacuri. Ele formează straturile de bază, care realizează aderenŃa dintre suport și celelalte straturi ale sistemului de vopsire. De asemenea, au rolul de a acoperi neregularităŃile de ordinul a 0,1 – 0,5 mm. După uscare dau pelicule dure, cu aspect mat sau semimat. Se folosesc și grunduri de culoare sau vopsele intermediare, care au compoziŃia intermediară între grund și stratul exterior de vopsea (sunt nuanŃate în culoarea vopselei și au un aspect semimat).

PigmenŃii utilizaŃi în grunduri sunt: cromatul de zinc, miniul de plumb, oxidul de zinc, pulberea de zinc metalic, cromatul de bariu și potasiu.

Piesele de schimb la caroserii sunt livrate grunduite, iar caroseriile sunt stocate, în procesul tehnologic de fabricaŃie, în această stare de protecŃie temporară.

3.3.1.3. Chiturile

ObŃinute din dispersii de lacuri, cu un procent mare de pigmenŃi și materiale de umplutură, chiturile sunt materiale de egalizare și netezire a suprafeŃelor de vopsit, ce se aplică peste grundul anticoroziv. După uscare dau straturi dure, cu aspect mat și cu elasticitate redusă.

Chiturile pot fi de cuŃit (paste aplicate manual în staturi multiple cu un șpaclu de oŃel sau celuloid) sau de stropit (fluide, de consistenŃa grundului: se aplică prin stropire cu pistolul într-o singură trecere). Chiturile de cuŃit pot fi cu uscare în aer (nitrocelulozice) sau cu uscare rapidă (bi sau tricomponente, pe bază de rășini epoxidice sau poliesterice).

3.3.1.4. Emailurile, lacurile și vopselele

Materialele peliculogene obŃinute din: uleiuri sicative sau semisicative, derivaŃi celulozici, rășini naturale, substanŃe bituminoase, derivaŃi ai cauciucului natural, elastomeri, rășini ale compușilor organometalici se folosesc sub formă de soluŃii, emulsii sau dispersii, în diferiŃi solvenŃi, pe baza cărora se produc emailuri, lacuri, vopsele, grunduri și chituri, plastisoli și organosoli.

Emailurile de vopsea sunt lacuri care conŃin pigmenŃi anorganici și organici, cu sau fără materiale de umplutură. Au mare putere de acoperire, dau pelicule dure, foarte lucioase, divers colorate și netede. În prezent marile firme producătoare de automobile au renunŃat complet la utilizarea emailurilor nitrocelulozice în favoarea celor sintetice. Ultimele dau o peliculă cu rezistenŃa la șoc de 4 – 5 ori mai mare, au o duritate superioară cu 30 – 50% și au durata de uscare la temperatura de 400 … 440 K de numai 30 – 40 min.

Lacurile sunt soluŃii de derivaŃi celulozici, rășini naturale sau sintetice în solvenŃi organici volatili (hidrocarburi clorurate, benzen, alcooli inferiori, acetat de etil sau amil), cu sau fără adaos de uleiuri vegetale sau inhibitori de coroziune. Sunt incolore sau slab colorate de rășinile utilizate sau de coloranŃi. După uscare dau pelicule transparente și lucioase, cu excepŃia lacurilor bituminoase. Se utilizează ca ultim strat peste vopseaua intermediară, când se cere un luciu foarte intens sau ca substanŃe protectoare pentru suprafeŃele metalice sau metalizate.

Vopselele. Fiind suspensii de pigmenŃi, uneori și de materiale de umplutură în diferite substanŃe peliculogene, vopselele dau după uscare pelicule colorate cu aspect de la semimat la semilucios. Vopselele se împart în două grupe, după poziŃia în sistemul de vopsire:

vopsele finite; vopsele intermediare.

După substanŃa peliculogenă folosită, vopselele finite sunt: vopsele pe bază de ulei și vopsele emulsionate.

Vopselele intermediare asigură o acoperire a stratului anterior, reducând numărul straturilor de email. Vopselele pot fi și pe bază de lianŃi solubili în apă. Rășinile de bază pentru acestea pot fi alchidice, fenolice, aminice, acrilice.

3.3.1.5. TendinŃe în industria vopselelor auto

Noile orientări în domeniul vopselelor auto permit definirea a două direcŃii posibile de dezvoltare:

eliminarea totală a solvenŃilor organici (se disting: vopsele pudră și vopsele diluate în apă); reducerea de solvenŃi organici.

Pudrele sunt amestecuri de rășini solide și pigmenŃi, utilizate sub formă topită, după concasare și fine divizări. Aplicarea lor pe produse se face cu mai multe scule, adeseori pentru proiecŃie cu un pistol electrostatic, manual sau automat. Uscarea se efectuează la o temperatură suficient de înaltă pentru a provoca prin fuziune formarea unui film continuu.

Se disting:

pudre termoplastice (în general acrilice). Se depun printr-o fuziune fără polimerizare la uscare. Procedeul s-a dezvoltat pentru lacurile cu ton plin (Honda,

GM, Ford);

pudre termorigide (epoxi, poliester, poliuretan). Aceste pudre se depun prin reticulare la cald.

Sistemul asigură o serie de avantaje care constau în:

economie de vopsea prin diminuarea cu 50% a pierderilor la aplicare; suprimarea dispozitivelor de pulverizare cu aer și de reglare; bună protecŃie anticorozivă.

Dezavantajele decurg din:

investiŃiile mari pentru instalaŃiile speciale;

preŃul ridicat al pudrelor (de 2 – 3 ori mai mare ca al vopselelor obișnuite); depuneri de straturi groase (50 µm) cu multe neregularităŃi; imposibilitatea obŃinerii nuanŃelor metalizate; schimbarea dificilă a nuanŃei; imposibilitatea vopsirii materialelor plastice.

Vopselele da apă pot fi: hidrosolubile și hidrodiluabile.

Vopselele de apă hidrosolubile

Acestea sunt soluŃii de lianŃi de tip alchidmelamină sau acrilic, dizolvate în apă. Slaba stabilitate și viscozitatea înaltă a soluŃiilor limitează componentele uscate (20%) și solicită adaosuri de solvenŃi organici (alcooli, glicoli, aminoalcooli). Vopselele de apă hidrodiluabile se obŃin din dispersii de rășini, în principal acrilice, în apă.

Făcând un bilanŃ, al vopselelor de apă, se pot nominaliza următoarele avantaje:

cantitatea mică de solvenŃi; diminuarea riscurilor de a se produce intoxicaŃii și incendii; preŃul înalt este compensat de câștigul de diluanŃi;

energia cheltuită pentru evaporarea apei este compensată de reducerea ventilării cabinelor; și dezavantaje:

într-un strat se depun puŃine componente uscate (sunt necesare cel puŃin 4 straturi, deci cabine de aplicare lungi) ;

instalaŃii costisitoare de climatizare a cabinelor (folosirea unui pistol special poate

rezolva această problemă) ; timp lung de uscare (10 min. la 535 K + 20 min. la 453 K); probleme de aplicare (strălucire, culoare, etc);

dificultăŃi de realizare a metalizărilor.

Gama soluŃiilor prezentate poate fi completată cu noile sisteme de vopsire bazate pe:

vopsele cu multe componente uscate monocompuse (30 – 50% vopsea la 50 –

70% mediu solid);

produse cu multe componente uscate bicompuse (de tip poliuretan, fie poliuretan cu poliester, fie acrilo-uretan).

3.3.2 Materiale pentru antifonarea și etanșarea caroseriei

CompoziŃia materialelor pentru antifonarea caroseriei este foarte variată. Două mari categorii de produse intră în amestecuri:

produsul de bază, care posedă proprietăŃi visco-elastice (produse din hârtie, fibre neŃesute, produse bituminoase de natură petrolieră, polimeri, elastomeri, rășini epoxi);

materiale de umplutură, care permit adaptarea proprietăŃilor produselor de bază la necesităŃi (grafit sub formă lamelară sau granulat, mică, ardezie, cretă, făină de lemn, pudră de talc, ferită, etc.).

CombinaŃiile produs de bază – material de umplutură sunt numeroase. Formulele de obŃinere a materialelor, într-o mare măsură, satisfac exigenŃele tehnice ridicate de:

temperatura și durata de menŃinere în cuptor; poziŃia la aplicarea pe caroserie; rezistenŃa la frig; rezistenŃa la șoc; rezistenŃa la abraziune.

Pentru temperaturi de 313…323 K se folosește pâslă impregnată cu produse bituminoase. Principalele structuri de amortizare sunt prezentate în Figura 3-10.

Pentru temperaturi foarte înalte sau pentru diferite aplicaŃii speciale se folosesc: polimeri vinilici, elastomeri, rășini epoxi.

Pentru etanșarea golurilor, dintre diversele panouri asamblate, se utilizează masticuri. Masticurile prezintă următoarele proprietăŃi: sunt permanent elastice; inerte din punct de vedere chimic și nu conŃin componenŃi volatili. Ele au și funcŃia de antifonare.

Figura 3-10 Structuri de amortizare a zgomotelor și vibraŃiilor

PROCEDEE MODERNE DE ASAMBLARE A CAROSERIILOR ȘI CABINELOR

4.1 ConsideraŃii generale

La început, caroseriile se construiau în întregime din lemn, care apoi se acopereau cu tablă. Caroseriile autoturismelor actuale se execută din tablă ambutisată și sudată electric prin puncte.

Caroseria reprezintă o structură din tablă, armată prin încorporarea unui schelet metalic, a cărei rigiditate depinde de rigiditatea infrastructurii. Indiferent de structura adoptată, scopul dorit este același: obŃinerea unui ansamblu șasiu – caroserie cu rigiditate cât mai mare la încovoiere și torsiune, la o greutate cât mai mică. De cele mai multe ori, caroseria, chiar dacă este distinctă de șasiu, contribuie la mărirea rigidităŃii acestuia.

Figura 4-1 Caroseria unui autoturism

În unele cazuri, pentru a se micșora masa autovehiculului, tabla de oŃel este înlocuită cu tabla de aluminiu, dar fabricarea este mai complicată. Ambutisarea cere condiŃii particulare, sudarea pune probleme deosebite în ceea ce privește decaparea, asamblarea celor două piese și a montajelor mult mai complicate. De asemenea, unele suduri nu se pot executa decât în atmosferă protectoare de argon.

Se utilizează, de asemenea și materialele plastice, pe bază de rășini sintetice din grupa poliesterului (vibrin), care sunt impregnate pe fire de cânepă, de nailon sau fibre de sticlă. Se obŃin astfel un fel de plăci numite fiberglass, texiglass, plastic stratificat, realizate din straturi succesive pe un tipar. Aceste materiale nu se pretează la producŃia de serie, datorită tehnologiei necesare. Caroseriile astfel obŃinute sunt foarte ușoare, inoxidabile și insonore, dar au o rezistenŃă mai mică la șoc, necesitând o infrastructură distinctă, care să preia toate eforturile de torsiune și încovoiere.

Modulul de elasticitate scăzut al materialelor plastice, precum și dificultăŃile de asamblare cu piesele metalice fac ca acestea să nu fie foarte utilizate la realizarea caroseriilor autoportante ale autovehiculelor.

Pentru a se obŃine o rezistenŃă egală, de obicei masa de materiale plastice trebuie să fie de trei ori mai mare în raport cu cea a tablei de oŃel, ceea ce reduce pierderea în greutate, dacă nu se renunŃă la criteriul rezistenŃei structurii.

Asamblarea elementelor caroseriilor automobilelor se realizează prin:

sudură prin puncte, cu proeminenŃe; sudură în mediu protector [MIG, MAG, WIG); sudură cu laser; bolŃuri sudate; nituire; nituire prin ștanŃare; îmbinare prin întrepătrundere; lipire; îmbinări cu șuruburi; îmbinări combinate.

Figura 4-2 Procedee de îmbinare a caroseriilor

1 – sudură prin puncte; 2 – sudură în mediu protector (MIG, MAG, WIG); 3 –îmbinări cu bolŃuri sudate;

– îmbinări cu nituri; 5 – îmbinări cu șuruburi; 6 – sudură cu laser; 7 – îmbinări prin lipire; 8 – nituire prin ștanŃare; 9 – îmbinări prin întrepătrundere; 10 – îmbinări combinate.

4.2 Sudarea prin puncte

Sudarea prin puncte se obŃine în urma încălzirii locale, prin efectul Joule, a tablelor suprapuse, ce urmează a se asambla. Sudarea prin puncte se realizează cu clești pentru utilizări industriale, Figura 4-3.

Figura 4-3 Clește pentru sudarea prin puncte

Cleștii de sudare sunt alimentaŃi cu energie electrică prin intermediul unui cablu, din cupru, de secŃiune mare. De asemenea, ei sunt racordaŃi și la un sistem pentru recircularea apei de răcire. Greutatea repartizată operatorului uman, dacă el manevrează cleștele, este de 30… 40 daN. De aceea, de cele mai multe ori, greutatea acestuia este preluată de un sistem de suspendare.

Fazele procesului de sudare prin rezistenŃă, pentru crearea unui punct, sunt următoarele:

presarea iniŃială a electrozilor, pe tablele ce trebuie îmbinate, cu o presiune de

5,5 … 7,0 MPa; sudarea propriu-zisă; răcirea pieselor și solidificarea zonei topite; deschiderea electrozilor; revenirea sculei în poziŃia iniŃială; răcirea electrozilor.

Executarea unui punct de sudură durează 0,3 … 0,4 secunde.

Cleștele de sudare trebuie să parcurgă, pentru a realiza îmbinarea prin puncte a tablelor, următoarele etape:

poziŃionarea capetelor active ale electrozilor în dreptul punctului de sudură, cu

axa pe direcŃia normală la suprafaŃa pieselor care urmează să fie îmbinate; efectuarea sudurii; deplasarea în punctul de sudură următor; procesul continuă până se execută toate punctele de sudură din grupul curent.

Cleștii pentru sudura prin puncte au puterea nominala de 6 – 65 kVA, curentul în secundar la scurtcircuit de 8 – 35 kA, asigură o forŃă de strângere între electrozi de 20 – 730 daN și permit sudarea tablelor cu grosimea cuprinsă între 0,5 și 4 mm.

În funcŃie de tipul producŃiei și de nivelul de dotare tehnică, manipularea cleștilor de sudură se poate face manual sau cu ajutorul roboŃilor (anexa 1).

Pentru piesele de capotaj, precum și pentru cele cu gabarite mari, se folosesc mașini de sudură prin puncte multiple, Figura 4-4. Electrozii de sudură, realizaŃi din cupru (CuTeP; CuCd1; CuAg6; CuCr; CuCrZr), au diferite forme și dimensiuni (anexa 2) în funcŃie de piesele ce urmează a fi asamblate, de materialul din care acestea sunt executate și de mărimea efortului de strângere. Duritatea materialului din care sunt realizaŃi electrozii este de 80-160 HB. Circuitul de apă asigură răcirea electrozilor astfel încât temperatura maximă a acestora să nu depășească 200 – 475 °C.

Sudura prin puncte este proprie asamblării elementelor de capotaj și caroseriei. Caracteristica ei esenŃială este aceea că se realizează fără material de aport cu o cadenŃă de 30 – 90 puncte de sudură pe minut.

Figura 4-4 Mașină de sudură prin puncte multiple

1 – pârghie de comandă; 2 – timonerie de acŃionare a electrodului mobil; 3 – ecartamentul electrozilor; 4 – transformator de sudură; 5 – circuitul de răcire; 6 – racorduri pentru instalaŃia de răcire; 7 – carcasa mașinii.

În cazurile concrete de sudare este necesară stabilirea judicioasă a duratei fiecăreia din fazele prezentate astfel încât să se poată obŃine o calitate corespunzătoare a punctului sudat în condiŃiile unei productivităŃi ridicate.

4.2.1 Căldura degajată la sudarea în puncte

În cazul unei operaŃii simple de sudare prin puncte, reprezentată ca în Figura 4-5, în circuitul electric dintre electrozii de contact intervin rezistenŃele proprii ale materialului pieselor străbătute de curent Rm , rezistenŃa de contact dintre cele două piese de sudat Rc și rezistenŃa de contact dintre electrozi și suprafeŃele pieselor R' c .

Figura 4-5 RezistenŃele electrice din circuitul de sudare

RezistenŃa proprie a materialului străbătut de curent poate fi calculată în mai multe variante. În ipoteza cea mai simplă, se poate considera că, în orice moment al procesului de încălzire, întregul curent de sudare trece prin cilindrul cuprins între suprafeŃele de contact ale electrozilor. Considerând o placă de grosime so în contact cu electrozi de diametru de, ca în Figura 4-6a, rezistenŃa cilindrului de material se poate calcula cu relaŃia:

4so

Rcil = ρ 2 (4.1)

πde

și ar fi independentă de forŃa de presare. Deoarece rezistivitatea materialului este variabilă cu temperatura, aplicând această relaŃie ar rezulta ca la sfârșitul procesului de sudare rezistenŃa electrică a pieselor să fie cu mult mai mare decât la începutul operaŃiei, când piesele sunt mai reci. Întrucât rezultatele obŃinute practic au arătat o variaŃie mult mai mică este necesară aplicarea unor factori de corecŃie la relaŃia anterioară, care să Ńină cont de următoarele aspecte:

secŃiunea reală de trecere a curentului ;

variaŃia temperaturii materialului;

influenŃa forŃei de presare.

Figura 4-6 DistribuŃia curentului între electrozi

Pornind de la studiul câmpului electric existent între placa dintre electrozii de contact, s-a observat că liniile de curent nu trec numai prin cilindrul delimitat de diametrul electrozilor, ci printr-o secŃiune mai mare, ca în Figura 4-6b. Din acest motiv și densitatea curentului este neuniformă pe secŃiune ca în Figura 4-6c. În planul secŃiunii de contact cu electrozii densitatea este maximă la marginea acestora, iar în secŃiunea mediană a plăcii densitatea este mai mică, descrescând cu cât ne îndepărtăm de axa electrozilor.

Deoarece secŃiunea de trecere a curentului se mărește la mijlocul plăcilor, rezistenŃa proprie a plăcii R, va fi mai mică faŃă de rezistenŃa cilindrului de material. Va trebui să introducem un coeficient sub unitar, care să Ńină cont de distribuŃia reală a liniilor de curent:

K1 = 0,4…0,8.

O a doua corecŃie care trebuie aplicată se referă la neuniformitatea încălzirii materialului dintre electrozi, care modifică rezistivitatea acestuia în diferite zone. La începutul încălzirii densitatea maximă a curentului, în planul mediu al plăcilor, se aplică pe axa electrozilor vezi Figura 4-6c, ducând la creșterea temperaturii în această zonă. În continuare, trecerea curentului se face preferenŃial, de la partea centrală mai caldă, spre părŃile periferice mai reci, cu rezistivitate mai mică, crescând secŃiunea de trecere. Rezultă o micșorare a rezistenŃei materialului pieselor străbătute de curent cu coeficientul:

K2 = 0,75…0,95.

În cazul real al sudării în puncte, între electrozi se găsesc în mod obișnuit două plăci de sudat și nu una singură ca în situaŃiile prezentate mai sus. SecŃiunea de trecere a curentului la contactul dintre table va fi determinată de mărimea suprafeŃei de contact dintre acestea. SuprafaŃa reală de contact depinde atât de forŃa de presare exercitată de electrozi cât și de rezistenŃa la deformare plastică a materialului și temperatura la care se găsește acesta. O dată cu creșterea forŃei F, diametrul de contact d0 crește ca în Figura 4-7 până la o valoare limită care depinde de grosimea plăcii, s, după relaŃia:

d0 = de +1,7s (4.2)

Figura 4-7 InfluenŃa forŃei de apăsare a electrozilor asupra zonei de contact

Pentru calcule precise a rezistenŃei proprii, se va introduce în locul diametrului electrodului de diametrul fictiv de contact d0. SuprafaŃa fictivă de contact dintre două materiale este dată de:

A = F (4.3) σp unde : F – este forŃa de apăsare; σp – rezistenŃa la deformare plastică a materialului.

Dacă se consideră un contact fictiv circular, diametrul fictiv de contact va fi:

do = 4F (4.4)

πσp

Diametrul fictiv este diferit de diametrul electrodului. La începutul operaŃiei de sudare d0 este mai mic decât de, iar pe măsură ce temperatura crește, scăzând rezistenŃa la deformare plastică, d0 crește până la valoarea de. La sfârșitul operaŃiei de sudare d0 poate fi mai mare decât de.

Pentru calculul diametrului d0 la sudarea unor plăci din oŃel moale, folosind electrozi din cupru dur, se poate considera rezistenŃa de deformare plastică a materialului :

σ = 40 daN/ mm2 la începutul operaŃiei de sudare; σ = 4…5 daN/ mm2 la sfârșitul operaŃiei de sudare .

RezistenŃele de contact dintre tabla RC și respectiv dintre electrozi și piesă, RC’, se calculează cu relaŃia:

Rc = K ⋅F −χ, (4.4’)

folosită și la sudarea cap la cap în stare solidă. În cazul sudării unor piese din oŃel folosind electrozi din cupru, Rc' = Rc / 2 Insă se neglijează deoarece căldura dată este preluată de electrozi.

Din studiile efectuate rezultă faptul că rezistenŃa proprie a materialului joacă rolul principal în degajarea căldurii, partea generată de rezistenŃa de contact nefiidmai mare de 10 % din căldura totală consumată în procesul de sudare.

VariaŃia rezistenŃei totale la sudare este reprezentată în Figura 4-8. La începutul operaŃiei de sudare, rezistenŃa totală este determinată de rezistenŃa de contact și are o valoare considerabilă care, pe măsura încălzirii pieselor scade rapid, devenind neglijabilă la temperaturi de peste 600 0C, în cazul sudării oŃelurilor. RezistenŃa proprie a materialului crește la început datorită creșterii rezistivităŃii odată cu temperatura, scăzând apoi foarte puŃin datorită creșterii suprafeŃei fictive de contact sub acŃiunea forŃei de presare pe măsura încălzirii pieselor.

Datorită efectului preponderent al rezistenŃei proprii a materialului, pentru simplificarea calcului rezistenŃei totale se consideră numai rezistenŃa proprie finală a pieselor de sudat amplificată cu un coeficient, K 3 , care Ńine cont de variaŃia rezistenŃei în timpul sudării și de proprietăŃile materialului de sudat :

Figura 4-8 VariaŃia rezistenŃelor în timpul sudării

Rt = K 3Rf = K1K 2K 3ρo(1 +αθf )π8ds02 (4.5)

unde, K 3 =1…1,1 pentru sudarea pieselor din oŃel, K 3 =1,2…1,4 pentru sudarea pieselor din aliaje ușoare, θf – temperatura medie finală atinsă la sfârșitul operaŃiei de sudare; la sudarea oŃelurilor θf =1200−1400oC.

Considerând și curentul de sudare constant pe durata desfășurării procesului, ts, rezultă căldura degajată la sudare prin puncte :

Q = K 3RfI 2ts (4.6)

relaŃie ce poate fi folosită la calculul curentului necesar în cazuri concrete.

4.2.2 Formarea punctului sudat

Prima fază importantă a operaŃiei de sudare în puncte o constituie strângerea pieselor de sudat între electrozii de contact. Aceasta are drept scop realizarea unui contact electric cât mai bun între piesele de sudat și electrozi, pentru evitarea supraîncălzirii sau formării arsurilor în aceste zone, fenomene cu aspect nefavorabil atât asupra calităŃii îmbinării sudate cât și asupra durabilităŃii electrozilor.

A doua fază importantă a operaŃiei de sudare o constituie conectarea curentului de sudare în scopul încălzirii zonei de contact.

Figura 4-9 Formarea punctului de sudură

Din graficul prezentat în Figura 4-9b se observă că la început creșterea temperaturii are loc în zonele de contact. În momentul următor, temperatura crește mai puŃin în zona de contact a electrozilor datorită efectului de răcire produs de aceștia, ca urmare a conductibilităŃii termice ridicate a cuprului. Odată cu încălzirea materialului dintre electrozi, crescând și rezistivitatea materialului de sudat, căldura începe să se dezvolte mai rapid în interiorul pieselor rolul rezistenŃei Rc devenind neglijabil .

Datorită trecerii curentului prin rezistenŃele de contact și prin rezistenŃa proprie a materialului dintre electrozi, piesele de sudat sunt încălzite brusc și neuniform. Cea mai mare parte a căldurii se dezvoltă în coloana centrală cuprinsă între electrozi, cu diametrul de contact egal cu diametrul de vârf al electrozilor, de, Figura 4-9a, iar o parte mai mică, în metalul ce înconjoară această coloană. Temperatura maximă se atinge în partea centrală a coloanei, în așa zisul nucleu, datorită cedării căldurii atât în direcŃie radială în piesele de sudat, formând zona influenŃată termic, cât și în direcŃie axială în electrozii confecŃionaŃi în mod obișnuit dintr-un material cu conductibilitate termică și electrică ridicată.

La locul de contact dintre piese, înaintea de topirea materialului, încep să se formeze grăunŃi cristalini comuni care cuprind atomii ambelor piese, realizându-se o sudare în stare solidă. Dacă se întrerupe curentul în acest moment, rezistenŃa îmbinării este scăzută datorită grăunŃilor grosolani din care este format nucleul cât și incluziunilor plasate în planul de contact iniŃial a celor două suprafeŃe.

Dacă curentul de sudare se menŃine în continuare, în regiunea centrală dintre cei doi electrozi se formează un nucleu de metal topit care se extinde pe măsură ce se prelungește durata de încălzire. Nucleul de metal topit este înconjurat, în planul de contact, de un inel cu grăunŃi cristalini comuni, formaŃi prin sudare în stare solidă, cu diametrul exterior D. Prin acest inel trebuie să se transmită o presiune suficient de mare, pentru a asigura etanșeitatea dintre piese în scopul evitării expulzării metalului topit printre suprafeŃele acestora.

Etapele principale de formare a punctului sudat pot fi urmărite în Figura 4-10.

Figura 4-10 Etapele formării punctului de sudură;1 – începerea încălzirii;2 – sudare în stare solidă;3 – apariŃia nucleului;4 – extinderea nucleului;5 – solidificarea nucleului.

După formarea nucleului topit și întreruperea curentului este necesară menŃinerea forŃei de apăsare pentru a împiedica formarea în nucleu a retasurilor și fisurilor datorită contracŃiei în timpul solidificării a metalului topit, închis într-un spaŃiu rigid ca într-o cochilă metalică.

În această etapă electrozii se imprimă pe suprafaŃa pieselor, pătrunzând pe o adâncime ∆, admisă în mod obișnuit până la valoarea maximă ∆ = (0,1…0,15)s.

În cazul când este necesară o faŃă estetică, fără amprente pe una din feŃe, electrodul dinspre partea respectivă poate fi cu diametrul mai mare ca în Figura 4-11. Rezultă un punct cu rezistenŃă mecanică scăzută deoarece nucleul se deplasează spre electrodul mai mic care concentrează curentul și preia mai puŃină căldură.

Figura 4-11 Sudare cu faŃă estetică

Dimensiunile nucleului topit influenŃează direct rezistenŃa mecanică a îmbinării.

Dimensiunile recomandate sunt :

dn = 2⋅ s + 3 mm

(4.7)

h =1.4⋅s

unde s este grosimea tablei celei mai subŃiri a îmbinării, cu condiŃia ca s ≥ 0.5 mm.

Deși în cazul sudării prin puncte are loc o topire a materialului de sudat, acest procedeu se încadrează totuși între procedeele de sudare prin presiune deoarece forŃa de apăsare a electrozilor de contact are un rol determinant la obŃinerea unui punct sudat de bună calitate.

4.2.3 Microstructura punctului

Microstructura unui punct obŃinut la sudarea oŃelurilor cu %C redus prezintă zone asemănătoare ca la sudarea prin topire și anume:

zona nucleului topit, cu structură dendritică orientată pe direcŃia de răcire; zona supraîncălzirii metalului peste temperatura Ac3, cu grăunŃi cristalini mari; zona cu grăunŃi fini, ca urmare a încălzirii peste Ac2.

În Figura 4-12 se prezintă macrostructura unui punct obŃinut prin sudarea în regim moale (ts = 4,8 sec.) a unor table din oŃel cu %C redus cu s = 5 mm. ObservaŃi extinderea zonei influenŃată termomecanic și amprenta lăsată de electrod. În cazul regimului dur de sudare acestea sunt mai mici.

Figura 4-12 Macrostructura unui punct cu s = 5mm și ts = 4,8 sec

În cazul oŃelurilor cu %C ridicat (călibile) punctul prezintă tot trei zone ca în Figura 4-13a. Nucleul 1 prezintă o structură tipică pentru turnarea în cochilă metalică (dendrite orientate pe direcŃia de răcire). Acesta este înconjurat de stratul 2, supraîncălzit, cu structură tipică de călire urmat de stratul 3, încălzit sub temperatura critică, cu structură de normalizare. Dacă se face un tratament de recoacere (se reconectează curentul) straturile 2 și 3 se unesc cu o structură succesivă, greu separabilă, ca în Figura 4-13b.

Starea de călire a punctului este ilustrată prin variaŃia durităŃii din Figura 4-13c în care 1- punct călit iar 2- punct recopt.

Figura 4-13 Microstructura unui punct din oŃel călibil

4.2.4 Cicluri de sudare prin puncte

ForŃa de apăsare și intensitatea curentului rămân constante în timpul sudării numai în cazurile cele mai simple de sudare. Valorile acestora sunt modificate în funcŃie de grosimea pieselor de îmbinat sau caracteristicilor materialelor de bază.

Curentul de sudare poate fi constant în timpul sudării, variabil, sau în formă de impulsuri.

ForŃa de presare poate fi mărită la sfârșitul operaŃiei de sudare în vederea îmbunătăŃirii caracteristicilor mecanice. Se vorbește în acest caz de o “forjare” a îmbinării sudate. Se aplică la îmbinările cu grosime mare sau la materialele care au un coeficient de dilatarecontracŃie mare.

Din punctul de vedere al forŃei de presare există două categorii de cicluri de sudare:

– cu forŃă de apăsare constantă, – cu forŃă de apăsare variabilă.

4.2.5 Cicluri de sudare cu forŃă de apăsare constantă

Vom porni de la ciclul de bază din Figura 4-14 care poate fi obŃinut cu programatoarele electronice tip PROPSET cu care au fost echipate mașinile românești de sudat prin presiune. Reprezentarea curentului este convenŃională el fiind alternativ. Există potenŃiometre de reglare a valorii fiecărui curent și comutatoare numerice pentru fiecare timp, în per. 50 Hz.

Figura 4-14 Ciclul de bază al programatorului PROPSET-01

Prin programare corespunzătoare putem obŃine un impuls variabil de curent, un impuls constant, impulsuri succesive egale sau două impulsuri de mărimi diferite. Rezultă astfel ciclurile de sudare reprezentate în Figura 4-15.

Deplasarea electrodului pe durata ciclului de sudare tcs , poate fi urmărită în Figura 4-15a, în care:

te1 este timpul de coborâre al electrodului; te 2 -timpul de contact al electrodului cu suprafaŃa tablelor; te3 –timpul de ridicare al elecrodului.

VariaŃia forŃei de apăsare, pe durata de contact a electrozilor, se poate urmări în aceiași figură unde:

tF1 -timpul de aplicare a forŃei de apăsare; tF2 -timpul de menŃinere constantă a forŃei de apăsare; tF3 -timpul de anulare a forŃei de apăsare.

Figura 4-15 Cicluri de sudare cu forŃă de apăsare a electrozilor constantă

După modul de aplicare a curentului deosebim ciclurile:

Sudare cu un impuls variabil de curent (Figura 4-15a).

După ce forŃa de apăsare a atins valoarea necesară, constantă pe toată durata procesului, se conectează un curent de sudare constant pe durata ts, timpul de sudare. Conectarea curentului se face după timpul tî1, iar deconectarea înainte cu timpul tî2, după aplicarea și respectiv anularea forŃei de apăsare, acești timpi fiind:

tî1-timp de întârziere al curentului faŃă de forŃa de apăsare; tî2-timp de întârziere al forŃei faŃă de întreruperea curentului.

În toate variantele sudării prin puncte, curentul de sudare se conectează după atingerea valorii prescrise pentru forŃa de presare. În caz contrar, dacă electrozii se află sub tensiune în momentul în care ating suprafaŃa pieselor de sudat, sau dacă forŃa de apăsare nu are încă o valoare suficient de mare, datorită rezistenŃelor de contact mari, pot să apară supraîncălziri locale ce deteriorează suprafaŃa îmbinării sudate sau a electrozilor.

La un interval de timp tî2, timp de întârziere a anulării forŃei, măsurat din momentul întreruperii curentului, forŃa de apăsare se anulează. Rostul timpului de întârziere este de a menŃine sub presiune nucleul topit, astfel ca micșorările de volum datorită contracŃiei în timpul solidificării să nu ducă la apariŃia unor goluri de contracŃie. În același timp, se evită arderea superficială a suprafeŃei pieselor și a electrozilor, fenomene ce ar apărea dacă forŃa de apăsare ar fi întreruptă înainte de întreruperea curentului.

Acest ciclu cu impuls variabil se aplică la sudarea nepretenŃioasă a aliajelor de aluminiu. Creșterea progresivă a curentului evită sudarea electrod-tablă (reduce R’c) iar menŃinerea curentului redus evită răcirea rapidă a punctului și permite forŃei să ajute nucleul în contracŃia sa (aluminiul are coeficient de contracŃie foarte mare).

SemnificaŃia timpilor de întârziere se păstrează la toate variantele ce urmează chiar dacă aceștia nu mai sunt menŃionaŃi.

Sudare cu un singur impuls constant de curent (Figura 4-15b).

Acest ciclu este cel mai des folosit. El se aplică la sudarea oŃelurilor cu %C redus și grosime mică (s<4…6 mm), timpul de întârziere tî2 fiind de 0,1…0,15 secunde.

Sudarea cu impulsuri de curent (Figura 4-15c).

Se aplică pentru a evita încălzirea excesivă a electrozilor. Încălzirea pieselor de sudat se realizează treptat, prin conectarea intermitentă a curentului de sudare, în impulsuri cu durata activă ta urmate de timpul de pauză cu durata tp.

Acest ciclu se aplică la piese groase, sau când suprafaŃa acestora nu este suficient de netedă, ca în cazul tablelor de oŃel laminat la cald cu grosimi de peste 5 mm. Durata activă a impulsurilor este de 0,25…0,35 sec., cu durata de repaos de 0,08…0,12 sec.

Timpul de întârziere a forŃei, după deconectarea curentului este de 1,3…2,5 sec.

Sudarea cu preîncălzire (Figura 4-15d).

În primă fază se trimite un impuls de curent de preîncălzire Ip pe durata tp- timp de preîncălzire. Curentul de sudare Is se conectează după timpul te de egalizare a temperaturii pe secŃiunea pieselor.

Ciclul se aplică atunci când configuraŃia geometrică a pieselor sau rigiditatea acestora nu permite obŃinerea unui contact electric bun între suprafeŃe, în dreptul electrozilor (asamblare imprecisă). În astfel de cazuri, preîncălzirea ușurează deformarea locală necesară contactului corect.

Varianta se aplică și atunci când suprafaŃa pieselor este acoperită cu un strat de oxizi (tablă neagră, laminată la cald). Prin preîncălzire scade rezistenŃa de contact și se elimină apariŃia arsurilor și scânteierii.

Sudarea cu tratament termic (Figura 4-15e).

Primul impuls de curent Is se aplică pentru formarea punctului sudat, iar al doilea, It, pentru efectuarea tratamentului termic al punctului sudat. Mărimea intensităŃii curentului It, durata dintre cele două impulsuri, tr – timpul de răcire după sudare și durata tt – timpul de încălzire după sudare pentru realizarea tratamentului termic, se stabilesc în funcŃie de grosimea și caracteristicile materialului de sudat.

Varianta se aplică la oŃelurile cu %C ridicat (călibile) având grosimea mai mică de 5 mm, evitându-se obŃinerea unor îmbinări fragile.

4.2.6 Cicluri de sudare cu forŃă de apăsare variabilă

Aceste cicluri sunt reprezentate grafic în Figura 4-16. Pentru deplasarea electrodului se folosesc aceiași timpi notaŃi anterior.

După întreruperea curentului de sudare, pentru a mări efectul presării efectuând o forjare a punctului sudat, se mărește forŃa de presare a electrozilor până la valoarea Ff (forŃă de forjare). În grafic sunt trecuŃi timpii:

Figura 4-16 Cicluri de sudare cu forŃă de apăsare a electrozilor variabilă

tî2-timp de întârziere a majorării forŃei de presare; tFf1-timp de creștere a forŃei de forjare; tFf2 -timp de menŃinere a forŃei de forjare ; tFf3-timp de anulare a forŃei.

La acest ciclu este importantă alegerea corectă a timpului de întârziere tf2 . Dacă acesta este prea mic, prin creșterea forŃei se poate produce expulzarea metalului topit din nucleu iar dacă este prea mare, devine inutilă aplicarea forŃei de forjare deoarece nucleul s-a solidificat și răcit sub temperatura de deformare plastică.

MenŃionăm că aceste cicluri se aplică rar, numai când dorim o calitate deosebită și sigură a punctului cu condiŃia să dispunem de echipamentul adecvat. Sunt necesare mașini cu sisteme de presare cu totul speciale, capabile să modifice forŃa, fără inerŃie, în sutimi de secundă. După modul de variaŃie a curentului, se deosebesc următoarele cicluri de sudare:

Sudare cu un singur impuls constant de curent (Figura 4-16a)

Acest ciclu se aplică la sudarea tablelor din oŃel cu conŃinut redus de carbon, cu grosime mai mare de 6 mm. Timpul de întârziere a majorării forŃei este de 1,5…2,5 sec.

Sudare cu impuls variabil de curent (Figura 4-16b)

Se aplică la sudarea în industria aeronautică a unor piese importante din aliaje de aluminiu, cu grosimi de până la 2 mm, fiind necesară variaŃia continuă, după program, atât a forŃei de apăsare cât și a curentului.

Curentul crește progresiv de la valoarea iniŃială (se evită sudarea electrod-tablă) la valoarea necesară sudării și scade apoi la valoarea finală în scopul realizării unei răciri lente care să-i permită forŃei să compacteze nucleul. VariaŃia curentului se face în timpul tp – timp de preîncălzire și respectiv, tpî – timp de postîncălzire.

Sudare cu răcire dirijată a nucleului topit (Figura 4-16c).

Acest ciclu se aplică la sudarea tablelor cu grosimi mai mari de 4-6 mm, din oŃeluri carbon sau slab aliate, cu tendinŃă de călire. Majorarea forŃei de presare se face pentru evitarea formării golurilor și a fisurilor. Al doilea impuls de curent se aplică după un interval scurt de timp tr (timp de răcire), după ce temperatura nucleului a coborât sub temperatura de topire (s-s solidificat). Mărimea curentului și a duratei de postîncălzire, tpi , se alege astfel încât să nu rezulte o creștere a temperaturii (retopire) ci numai

micșorarea vitezei de răcire a punctului.

Sudare cu program pentru forŃă și curent (Figura 4-16d).

Se alică la sudarea unor table din oŃel laminat la cald, de grosime mare, până la 15…20 mm. În prima fază se execută o preîncălzire cu o forŃă iniŃială mare care să poată eventual deforma tablele în scopul obŃinerii unui contact satisfăcător între acestea. Preîncălzirea are și rolul de a distruge stratul de arsură de fier de pe suprafaŃa tablelor, arsură provenită de la laminarea la cald. După egalizarea temperaturii pe secŃiune datorită intervalului de timp te, se execută sudarea cu o forŃă F, mai mică, pentru a nu se produce împroșcarea metalului topit din nucleu. Calitatea îmbinării este dată de forjarea punctului cu forŃa majorată din nou, Ff. După un timp de răcire tr , necesar solidificării nucleului, se efectuează o postîncălzire cu curentul Ipî, în scopul micșorării vitezei de răcire (la oŃelurile carbon) sau a executării unui tratament termic al punctului sudat (la oŃelurile slab aliate).

Ciclul de sudare cu program se poate executa cu impulsuri de curent pentru fiecare fază, preîncălzire, sudare și respectiv postîncălzire. În acest caz se evită supraîncălzirea electrozilor, uzarea rapidă a lor sub acŃiunea forŃelor mari de apăsare. Datorită răcirii electrozilor pe durata pauzei dintre impulsuri, este posibilă creșterea forŃelor de apăsare, rezultând o uniformizare mai bună a calităŃii punctelor sudate.

4.2.7 Factori tehnologici de sudare

La stabilirea tehnologiei de sudare prin puncte trebuie să se Ńină cont de următorii factori:

pregătirea suprafeŃelor pieselor de sudat; verificarea electrozilor de contact; forŃa de apăsare a electrozilor; curentul de sudare; durata de conectare a curentului.

Starea suprafeŃei în regiunea de contact dintre cele două table influenŃează configuraŃia câmpului termic și forma nucleului topit. Astfel, liniile de curent care se stabilesc în zona îmbinării, diferă în cazul unor suprafeŃe oxidate faŃă de cazul unor suprafeŃe curate.

Înainte de a începe sudarea trebuie verificat dacă electrozii montaŃi pe mașină corespund grosimii pieselor noastre. Diametrul vârfului influenŃează rezistenŃa mecanică a punctului sudat, deoarece determină densitatea de curent prin piesă în locul de sudat, presiunea transmisă în această zonă și condiŃiile de încălzire-răcire a îmbinării.

Al doilea aspect pe care trebuie să-l urmărim este centrarea relativă a electrozilor. Orice abatere de la coaxialitatea electrozilor modifică forma nucleului. Pentru a evita împroșcările cu metal topit, presiunea exercitată de electrozi trebuie să crească odată cu creșterea densităŃii de curent.

4.3 Sudarea în mediu protector

Sudarea prin topire în mediu de gaz protector se realizează prin protejarea arcului electric cu un gaz inert (Ar sau He) sau activ (CO2, CO2 și Ar, Ar și O2, H2, H2 și Ar), care împiedică accesul în baia de metal topit a oxigenului și a azotului din aer. În construcŃia caroseriilor și cabinelor se utilizează sudarea MAG. Materialul de adaos pentru procedeele MIG/MAG se prezintă sub formă de sârmă, în bobine, cuprată la exterior. Regimul optim de sudare este dependent de dimensiunile piesei și ale sârmei, tabelul 4.1.

Tabelul 4.1. Parametrii regimului de sudare (MAG)

Productivitatea procedeului MAG este de 3 – 4 ori mai mare ca a sudurii cu electrozi clasici, pentru un cost cu 35 – 65% mai redus și o calitate superioară a cordonului de sudură. Sudarea în mediu protector se aplică la îmbinările lonjeroanelor, traverselor și altor elemente de caroserie. Traiectoria realizată de electrodul de sudură rezultă din compunerea mișcării de translaŃie, în lungul rostului de sudare, cu una oscilatorie, întrun plan perpendicular pe primul, Figura 4-17.

Figura 4-17 Traiectoria arcului de sudură

a – start; b – punctul programat; c – axa cusăturii; d – direcŃie intermediară; e – cordon de sudură; f – rădăcina sudurii; h – traseul cursei paralele; i – straturi de material depuse prin oscilarea electrodului; k – trasee paralele ale electrodului.

PoziŃia capului de sudare este caracterizată de unghiul de înclinare al acestuia, a cărui valoare (80° – 87°) depinde de sensul de deplasare a electrodului (spre stânga sau spre dreapta).

La începutul sudării se poziŃionează capul electrodului, pe axa de simetrie a rostului de sudare, și se înclină cu unghiul corespunzător. Gazul de protecŃie se eliberează și se scurge, pe lângă electrod, înaintea amorsării arcului și avansării sârmei, iar oprirea scurgerii acestuia se face după încetarea deplasării sârmei și capului de sudare.

Începând cu anul 1969 pe liniile de montaj a caroseriilor au fost introduși roboŃi industriali de sudură, Figura 4-18. Ei au permis realizarea rapidă a celulelor și sistemelor flexibile de fabricaŃie.

Extinderea sistemelor flexibile de fabricaŃie a cabinelor și caroseriilor este determinată de necesitatea:

reducerii costurilor de fabricaŃie; creșterii productivităŃii liniilor de montaj; asigurării rapide a integrării noilor tehnologii; păstrării stabilităŃii procesului tehnologic de fabricare.

Figura 4-18 Robot industrial pentru sudură MIG (MAG); 1 – manipulator; 2 – aparat de comandă și control; 3 – pupitru tehnic; 4 – pupitru comandă pornit/oprit; 5 –cablu; 6 –interfaŃă; 7 – generator sudură; 8 – cablu; 9 – rolă cu sârma de sudură; 10 – sistem de conducere a sârmei; 11 – cablu coaxial; 12 – aparat de sudură cu CO2 și senzor; 13 – dispozitiv de prindere a capului sudură; 14 – manometre; 15 – furtunuri pentru gaze și conductori electrici; 16 – suport pupitru.

Pentru sudarea prin rezistenŃă se ia ca reper de referinŃă punctul de intersecŃie dintre axa electrozilor cu suprafaŃa de contact a pieselor de asamblat. În cazul sudării cu arc reperul este punctul de intersecŃie a axei capului de sudare cu axa de simetrie a rostului.

Sursa de curent, în cazul în care sudarea se execută în puncte, poate fi: separată, înglobată în clește, sau în braŃul robotului. Sursa de curent, pentru sudarea cu arc în mediu protector, se amplasează într-un bloc separat. Cablul electric de alimentare, a capului de sudare, conducta de gaz și sârma electrod sunt susŃinute de o consolă fixă.

Capul de sudare cu arc electric se poate curăŃa de zgura acumulată, fie cu ajutorul unui dispozitiv pentru împroșcare de soluŃie sau ceaŃă antizgură în alezajul duzei, fie cu dispozitiv de frezare.

4.4 Sudarea cu laser

4.4.1 Mecanismul producerii laserului

Laserul este un sistem în care se produce amplificarea luminii prin stimularea emisiei de radiaŃii electromagnetice pe baza inversiei de populaŃie.

Pentru a înŃelege efectul laser se pornește de la legea lui Beer, care arată că dacă întrun mediu oarecare, de lungime L, se trimite o radiaŃie de intensitate iniŃială I0

unde: kλ – coeficientul de absorbŃie al mediului.

Atunci când kλ are valori pozitive, rezultă o amplificare a radiaŃiei la trecerea prin mediu. Laserul este cel care valorifică această posibilitate.

RadiaŃia, de lungime de undă λ ia naștere ca urmare a unei tranziŃii între două nivele energetice E2 și E1 (E2 > E1). Valoarea coeficientului de absorbŃie depinde de numărul de electroni, care se află, în mediu, pe aceste nivele (așa numitele "populaŃii" n2 și n1 ale nivelelor E2 și E1), de densitatea de radiaŃie – p(λ) [J/m2], de timpul de viaŃă (τi) al nivelului (Ei.), de lungime de undă (λ) și de ponderea nivelelor (g2 și g1).

AbsorbŃia poate fi aproximată prin relaŃia:

k (4. 9)

În relaŃia (4.9) primul termen apreciază absorbŃia (n1 > n2) sau lumina stimulată (n2 > n1), iar al doilea Ńine seama de emisia spontană (el nu poate fi decât negativ).

Pentru a se realiza condiŃia de kλ > 0, trebuie ca primul termen din relaŃia (4.9) să fie pozitiv și mai mare ca al doilea. Aceasta se obŃine crescând densitatea câmpului de radiaŃie în care are loc emisia laser.

Satisfacerea acestor condiŃii este dificilă. Aceasta deoarece, în condiŃii normale de temperatură, pentru o diferenŃă de energie ce corespunde tranziŃiilor optice, n2 reprezintă 10-4 din n1. Pentru a se înregistra o inversie de populaŃie (n2 > n1) este necesar ca în mediul respectiv să se pompeze energie. În acest fel primul termen, care estimează emisia stimulată, devine preponderent. Majorarea densităŃii de radiaŃie este rezultatul emiterii într-o cavitate rezonantă.

Pentru prelucrările tehnice, proprietăŃile care interesează sunt puterea și energia.

Laserii cu funcŃionare continuă au puteri de 10-3… lO12 kW, iar cei pulsanŃi au energii cuprinse între 1 și 100 J. De cele mai multe ori fasciculul laser este focalizat cu ajutorul unui sistem de lentile și oglinzi, obŃinându-se densităŃi uzuale de putere de 104…1010 W/cm2 și de energie de 102…108 J/cm2.

4.4.2 InstalaŃii laser folosite la prelucrări termice

Generatoarele laser utilizate la prelucrări tehnologice (tratamente termice, sudură, găurire, tăiere) realizează puteri specifice ridicate, au sisteme optice de dirijare și concentrare a radiaŃilor pe suprafeŃele pieselor de prelucrat și folosesc medii active sub formă solidă sau gazoasă.

Generatoare cu mediu activ solid

Mediile active, care pot fi excitate, pentru obŃinerea unui fascicul laser cu eficienŃă ridicată, sunt rubinul, sticla dopată cu ioni de neodim și YAG (Y1A15O12) dopat cu ioni de neodim. Dintre laserii cu mediu activ solid, cel mai utilizat este cel cu sticlă dopată cu neodim. Acesta, furnizează energii mari pe puls (1…100 J) la temperatura mediului ambiant. Un astfel de laser este construit dintr-o bară de material dopat cu neodim de formă cilindrică (diametrul de 5…15 mm și lungimea de 30…1200 mm). Capetele barei sunt prelucrate optic și acoperite cu staturi reflectante pentru a realiza cavitatea rezonantă, Figura 4-19. Paralel cu mediul activ se află o sursă (lampa cu descărcare în gaze nobile, lampă cu descărcare în vapori de metal, lampă cu filament, diodă semiconductoare, sistem solar de pompare), care realizează pompajul optic al mediului activ (puterea sursei 1…15000 W)

Figura 4-19 a) Schema constructivă a unui laser cu mediu activ solid; b) secŃiunea prin cavitatea reflectorizantă a laserului; c) montaj pentru bare groase, care necesită două lămpi de pompaj

Alimentarea lămpilor de pompaj se face de la surse electrice speciale, în care sunt incluse condensatoare (130…800 µF) și impedanŃe (7…111 µH), capabile de a înmagazina și restitui energia (700 … 2230 J) In corelaŃie cu anumite durate (100 µs …

1 ms) și tensiuni de descărcare (2430…3280 V).

0 parte din energia radiată de sursa de pompaj este absorbită de mediul activ, care determină apariŃia unei inversii de populaŃie. Pentru ca radiaŃia emisă de flasch să lumineze cât mai eficient mediul activ, întreg ansamblul este montat într-un reflector cilindric cu secŃiune eliptică (cavitatea de pompaj).

Corpul cavităŃii de pompaj se execută din aluminiu, cupru sau oŃel inoxidabil. PereŃii interiori se execută cu un înalt grad de reflectivitate prin lustruire și depunere în vid de straturi de aluminiu, argint sau aur.

Temperatura mediului activ trebuie să fie cât mai scăzută pentru ca laserul să funcŃioneze la o frecvenŃă rezonabilă. Pentru aceasta se folosesc instalaŃii speciale de răcire care după fiecare puls laser preiau energia calorică pe care lampa o emite odată cu energia de pompaj.

Randamentul scăzut la transformarea energiei electrice în cea luminoasă (35…40%), utilizarea incompletă a energiei absorbite de bastonul laser (6…14%) și pierderile din cavitatea de pompaj (30…70%) sunt elemente ce determină eficienŃa scăzută a laserilor cu mediul activ solid (0,1…5%).

Caracteristicile fasciculelor laser depind și de elemente optice care formează cavitatea de rezonantă (oglinzi, prisme).

InstalaŃiile de prelucrare cu laser pot fi prevăzute cu comandă numerică a deplasării (motoare pas cu pas) piesei de prelucrat, precum și cu alte echipamente, cum sunt cele care permit realizarea unei atmosfere controlate în incinta de lucru și de urmărire, cu monitor TV, a zonei de acŃiune a fasciculului.

Principalele tipuri de prelucrări ce se pot executa cu aceste lasere sunt: găurirea de mare fineŃe, pe adâncimi de 3…4 mm, sudura prin puncte (adâncimea de pătrundere 0,3 mm), tăierea materialelor metalice cu grosimi de 0,5…10 mm, tratamentele termice ale pieselor metalice de mari dimensiuni.

Generatoare cu mediu activ gazos

La laserele cu gaz, datorită densităŃii scăzute a mediului activ și nivelurilor energetice înguste, inversia de populaŃie se obŃine prin ciocniri electronice sau transfer rezonant de energie și, uneori, prin pompaj optic sau reacŃii chimice.

Prelucrarea metalelor se poate face cu trei tipuri de lasere cu gaz: atomice, ionice și moleculare.

Mediul activ al laserului cu gaz ocupă un volum cilindric (diametrul cilindrului 3…30 mm) închis la capete de două oglinzi. Una din oglinzi este parŃial transparentă deoarece prin ea iese fasciculul laser. Amestecul gazos (gazele se pot afla într-un raport: 1 volum C02; 1 volum N2; 8 volume He), care formează mediul activ, este realizat de gazele aflate în butelii. Presiunea amestecului (2…2,6 kPa) este ajustată cu ajutorul unei pompe de vid. În cilindru are loc o descărcare luminiscentă, între anod și catod, care va fi sursa laser. Rolul descărcării în gaz este acela de a excita nivelul superior al gazului activ pentru a se obŃine un exces de populaŃie în raport cu nivelul inferior. Celelalte gaze ajută la realizarea inversiei și eventual la răcirea amestecului sau la micșorarea impedanŃei electrice. Curentul descărcării electrice ajunge la 10…100 mA, ceea ce determină dezvoltarea unei mari cantităŃi de căldură. De aceea, este necesar ca aceste lasere să funcŃioneze într-o incintă răcită cu apă.

În acest domeniu, se produc lasere cu CO2 de putere medie (25 W, 35 W, 400 W) și lasere cu CO2 de mare putere (500 W…10 kW), care pot fi folosite la sudarea, găurirea și debitarea materialelor metalice, precum și la tratamentele termice (un laser de 1,1 kW are secŃiunea fasciculului multimod de 28 mm x 22 mm = 616 mm2).

4.4.3 Prelucrări tehnologice cu laser a pieselor autovehiculelor

Tehnologiile de prelucrare cu laser oferă soluŃii avantajoase la execuŃia pieselor de precizie ridicată, cu rezistenŃe mecanice superioare, în condiŃiile diminuării timpului de lucru, eliminării deformaŃiilor și tensiunilor termice care ar putea apare în urma uzinării. Ele asigură realizarea reperelor de configuraŃie complexă, în spaŃii care nu necesită atmosfere controlate (se pot fabrica și piese aflate în incinte transparente), pe instalaŃii automatizate sau robotizate comandate de computere.

Laserii de mare putere și-au găsit utilizări în domeniile tratamentelor termice, alierilor de suprafaŃă, sudurii, debitării și găuririi.

Sudarea prin topire este un domeniu în care laserul și-a găsit aplicaŃii multiple. Posibilitatea concentrării fasciculului laser pe suprafeŃe reduse asigură realizarea unor densităŃi de putere, de peste 1000 de ori, mai mari ca la procedeele convenŃionale, Figura 4-20.

Datorită progreselor tehnologice înregistrate în tehnica laserilor, mai mult de 100 de echipamente sunt folosite la tratamente termice, sudări, găuriri, debitări și control în uzinele de producŃie ale firmei General Motors.

Figura 4-20 Densitatea de putere la sudarea cu diverse procedee

Pentru realizarea asamblărilor sudate, durata de acŃiune a radiaŃiei laser se alege astfel încât penetrarea frontului de topire în material să se producă înaintea evaporării statului superficial al acestuia.

Prin acest procedeu se pot asambla piese din materiale cu puncte de fuziune diferite (oŃel – aluminiu, oŃel – cupru, oŃel – bronz, aluminiu – aluminiu), cu viteze de sudare foarte mari (120…140 m/min) și penetrare profundă (raportul adâncime/lăŃime cordon = 10…15/1), obŃinându-se îmbinări cu rezistenŃe mecanice superioare celor executate prin metode clasice.

Deoarece durata de execuŃie a sudurii este foarte mică, zona de influenŃă termică este minimă. Sudarea cu laser poate profita de avantajele ordinatoarelor, care permit efectuarea unui control automat al tuturor parametrilor de lucru, la intervale mai mici de 20 ms, înregistrarea lor și semnalizarea abaterilor faŃă de situaŃia normală, precum și verificarea vitezei de deplasare a piesei și sculei, Figura 4-21.

Posibilitatea de deplasare, cu viteza luminii, a fasciculului de laser de la un punct la altul, situate la distanŃe apreciabile, conferă acestui procedeu de sudare o mare flexibilitate la producŃia de serie.

Figura 4-21 Sistem de sudare cu Laser cu comandă electronică; 1 – circuit de apă de răcire; 2 – laser; 3 – fascicul laser; 4 – robot; 5 – rezervor de CO2; 6 – butelie cu gaz de protecŃie a cordonului de sudură; 7 – piesa de prelucrat; 8 – modulul electronic de comandă; 9 – sursa de alimentare cu energie electrică; 10 – instalaŃie de condiŃionare a aerului.

La sudarea pieselor metalice, acestea se pot afla cap la cap sau pot fi suprapuse, Figura 4-22.

Figura 4-22 PosibilităŃi de realizare a îmbinărilor cu fascicul laser; a – cap la cap; b – cu margini suprapuse; c – sudare prin suprapunere; d – sudare în T; e – sudare fire pe placă; f și g – sudură în colŃ; h – îmbinare în T cu fantă; i – sudare tip flanșă.

Pentru a se executa îmbinări sudate de calitate este necesar ca piesele să fie curăŃite în prealabil de oxizi și impurităŃi, să fie poziŃionate corespunzător una faŃă de alta, Figura 4-23, și să fie presate în zona de legătură.

Figura 4-23 ToleranŃele de poziŃionare și direcŃia forŃelor de apăsare la sudarea cu fascicul laser

Procedeul asigură îmbinarea pieselor cu grosimea de 0,05…1,5 mm. În condiŃii speciale se pot realiza suduri cu penetrare profundă până la adâncimi de 15… 18 mm.

Parametrii de lucru (densitatea de putere, durata de acŃionare și modul de focalizare) se aleg în funcŃie de adâncimea pe care trebuie să se producă topirea, Figura 4-24. Sudarea cu fascicul laser se aplică la realizarea, din două sau trei bucăŃi, a arborilor din cutiile de viteze (Ford), la îmbinarea nedemontabilă a elementelor caroseriei, etc.

Figura 4-24 Domeniul optim de reglare a densităŃii de putere și duratei impulsului în funcŃie de adâncimea de topire a materialului

Sudarea maselor plastice se execută în mod curent cu fascicul Laser. Lungimea de undă recomandată este de 10,6 µm, deoarece radiaŃia este mai puternic absorbită decât cea a laserelor în vizibil. Densitatea de putere la aceste prelucrări este de 4…50 MW/cm2, iar durata impusurilor de 9…50 ms.

Sudura cu laser tridimensional a tablelor subŃiri ale caroseriilor

Comparativ cu procedeele clasice, sudura cu fascicul laser prezintă importante avantaje. Cusătura realizată prin acest procedeu se poate executa aproape de baza flanșei, conferindu-i îmbinării o rezistenŃă, la torsiune și încovoiere, cu 20% mai mare. Cusătura prin sudură laser se obŃine în condiŃiile unui transfer de energie superior îmbinării prin puncte.

Greutatea caroseriilor de automobile, asamblate prin sudură cu laser, poate fi diminuată prin micșorarea grosimii tablei, Ńinând seama de rigiditate și rezistenŃă, în condiŃiile reducerii lăŃimii flanșei cu 30% (în situaŃii normale lăŃimea flanșei, la sudura prin puncte, este de 12…16 mm) . De asemenea, prin simplificarea constructivă a diferitelor părŃi componente, ale caroseriilor sudate cu fascicul laser, se poate obŃine o diminuare considerabilă a greutăŃii acestora.

Marele avantaj al sudurii cu laser este acela că ea nu periclitează calitatea protecŃiei în cazul tablelor zincate.

Figura 4-25 Elemente constructive ale îmbinărilor realizate prin sudură prin puncte și sudură cu laser

Figura 4-26 Elemente constructive ale îmbinărilor realizate prin sudura cu laser a tablelor zincate

Viteza de sudare depinde de caracteristicile fasciculului laser și parametrii materialului, Figura 4-27 (tip, grosime, etc.)

Figura 4-27 DependenŃa vitezei de sudare în funcŃie de grosimea tablei

La îmbinarea tablelor cu grosimea de 1 – 2 mm se pot atinge, în cazul sudării prin puncte cu roboŃi, viteze de 1 – 3,5 m/min, în cazul sudării cu laser cu CO2 de 6 kW viteze de 8 m/min; iar cu laser cu CO2 de 10 kW vitezele pot ajunge la 10 m/min.

Sudarea cu fascicul laser este densă, astfel încât se poate renunŃa la elemente de protecŃie, din materiale speciale sau din benzi din materiale plastice.

Datorită intensităŃii fasciculului și lăŃimii mici a cusăturii se reduce aportul de căldură, obŃinându-se o îmbinare cu granulaŃie fină și calităŃi mecanice excelente.

Întrucât sudura cu fascicul laser poate fi reglată, ca adâncime, iar geometria cordonului poate fi optimizată, se pot fixa structurile de rezistenŃă de partea exterioară a caroseriei. Prin aceste soluŃii constructive se poate reduce consumul de metal și diminua vibraŃiile.

Deoarece, în cazul sudurii cu laser nu există un contact mecanic între sculă și piesă nu apare uzura elementelor de lucru, fapt ce reduce considerabil cheltuielile.

Procedeul de sudare cu laser permite integrarea în linii automate de asamblare.

PosibilităŃile de utilizare a sudurii cu fascicul laser sunt multiple, tabelul 4.2.

Tabelul 4.2. Domenii de utilizare a sudurii cu laser în construcŃia caroseriilor

Firma BMW sudează, din noiembrie 1988, în serie, la varianta Touring, acoperișul caroseriei. Lungimea cusăturii sudurii laser 3D este la acest model de 4820 mm, în afară de aceasta, se realizează în regiunea frontală a acoperișului câte 2 cusături.

Figura 4-28 Capul de sudare folosit la sudarea cu laser a caroseriilor autoturismelor BMW

La modelele 850i firma BMW sudează cu laser structura exterioară, cu montarea unei rame de geam. Încălzirea datorită sudării este extrem de redusă, fapt ce elimină posibilitatea deformării tablelor și evită operaŃiile suplimentare de îndreptare.

Figura 4-29 Sudarea cu laser în producŃia de serie a modelului Volvo 850 GLT

La fabrica Volvo din Gent se sudează, de asemenea cu laser, caroseria și acoperișul modelului 850 GLT, Figura 4-29. Acestei aplicaŃii i s-au acordat multe studii tehnice, care au permis realizarea unei suduri superioare a tablelor acoperite cu zinc pe ambele părŃi.

Figura 4-30 Capul de sudare utilizat la sudarea caroseriilor autoturismelor Volvo 850 GLT

Perspective interesante se anticipează pentru sudarea cu laser, în domeniul asamblării, ușilor și ferestrelor caroseriei. Prin aceasta se majorează rezistenŃa mecanică și se diminuează greutatea structurii. Deoarece mulŃi constructori de automobile utilizează sudura cu laser la caroserii, trebuie analizate cerinŃele ce se impun unei instalaŃii laser.

InstalaŃia de sudură cu laser se compune din: laser cu periferice; sistem de conducere a fasciculului; sisteme de întindere și fixare a tablelor și elementelor suplimentare.

Laserii utilizaŃi pentru sudarea caroseriilor sunt cu CO2. Ei au puterea de 2500 – 6000 W (tabelul 4.3.).

Tabelul 4.3. Caracteristicile laserilor utilizaŃi la sudarea caroseriilor autoturismelor

Perifericele laserului constau din radiator, rezervor de gaz și sisteme de control.

TendinŃa este aceea de creștere a puterii laserilor la 10 kW – 14 kW. Prin aceasta se înregistrează o majorare a vitezei de sudare.

Conducerea fasciculului laser de la sursă la locul de prelucrare se realizează cu o oglindă plană, răcită cu apă. Ca elemente de focalizare se folosesc oglinzi parabolice cu distanŃa focală de 150 – 300 mm.

Pentru crearea mișcării relative dintre fascicul și piesă există 3 variante cinematice:

optica staŃionară, când piesa este condusă de un mecanism cu mișcare; piesa este staŃionară, iar fasciculul se mișcă; piesa și fasciculul se deplasează reciproc.

În vederea realizării sudurii, mișcarea capului are 5 grade de libertate. Capul de sudare este fixat pe un portal. Portalul oferă un domeniu larg de lucru într-un spaŃiu restrâns. Masele în mișcare sunt mici și constante. Flexibilitatea privind fluxul de materiale și piese de fixare este mare. Portalele sunt capabile de a realiza o dirijare precisă a fasciculului, la viteze mari de sudură, cum se solicită în cazul laserului. ExperienŃa acumulată în domeniul sudurii a arătat că prin introducerea roboŃilor, în industria de automobile, nu se pot face concesii în domeniul exactităŃii dimensionale, reproductibilităŃii formelor și parametrilor regimului de lucru.

Elementul hotărâtor al calităŃii cusăturii este determinat de menŃinerea exactă și constantă a focarului pe suprafaŃa de lucru a conturului bidimensional. Acesta este asigurat prin parametrii fasciculului laser și tehnica de elasticitate.

Parametrii esenŃiali pentru aprecierea îmbinărilor cu laseri sunt:

mărimea focalizării; abaterile dimensionale ale tablelor; calitatea întinderii tablelor.

Mărimea focalizării corespunde cu adâncimea de pătrundere, fapt ce se interpretează prin aceea că intensitatea fasciculului laser (106 N/cm2) după focalizare, este constantă. La o distanŃă focală de 200 mm, lungimea focală utilizată este funcŃie de calitatea laserului (cca. ± 0,5 – 1 mm). Deoarece pentru sudarea cu fascicul laser, în condiŃiile producŃiei de serie, nu există un sesizor de distanŃă, fasciculul laser trebuie dirijat, prin sistemul de mișcare, într-un domeniu de ± 0,2 mm. În același timp, trebuie ca tablele ce vor fi sudate să fie poziŃionate exact, ca distanŃă și înălŃime prin tehnica de elasticitate.

ExperienŃele acumulate în producŃia de serie, arată că distanŃa dintre capetele tablelor, ce urmează a fi sudate, trebuie să fie mai mică de 0,1 mm, pentru a se putea obŃine cusături satisfăcătoare din punct de vedere calitativ.

Pentru a îndeplini aceste cerinŃe MBB a dezvoltat la proiectul BMW un mecanism, care întinde, cu un sistem hidraulic, tabla. Segmentele întinse sunt asamblate într-o ordine bine stabilită, coordonată de SPS. Fasciculul laser este condus pe conturul îmbinării de o mașină MBB.

Pornind de la cerinŃa de reducere a cheltuielilor pentru echipamentul de întindere și tehnicile de automatizare, Volvo Car Corporation Goteborg a dezvoltat o nouă tehnică de întindere și sudare cu laser a caroseriilor. Noul concept constă dintr-o mașină, care este capabilă să preia tensiunile mecanice de întindere fără a fi afectate precizia și viteza de sudare.

Pentru sudarea capotei a fost dezvoltat un cap de sudură special, care dă posibilitatea de a varia tensiunea programată și de a compensa toleranŃele piesei. 0 axă telescopică, paralelă cu axa Z a mașinii, a fost introdusă în acest scop. Dotarea cu compensatori de greutate și cu un cilindru pneumatic asigură reglarea fină a presiunii de lucru. Controlul conducerii tangenŃiale, a rolei de presare, în zona de sudare, precum și al poziŃionării precise a focosului capului de sudare, este asigurat de o mașină cu 6 axe.

Liniile automate de sudura cu laser au în componenŃă următoarele echipamente:

Sursă laser – Rofin Sinar RS 6000 RF;

Mașină portabilă – MBB multi AS 5OOO cu mecanism de întindere cu role;

Tehnica de avans – Linii cu role cu Skit;

PoziŃie senzorială – Receptor, sistem de măsură;

Comanda mașinii – Siemens RCM 3 S;

Comanda automată – Satt Con 25 PC – conducere;

Sistemul de dirijare a capului de sudură;

Sistemul pentru dirijarea capului de sudură de tip SEAMPILOT folosește o rază laser pentru evaluarea optică tridimensională a rostului de îmbinare a tablelor.

Datele de măsură sunt luate din poziŃia capului de sudură.

De regulă, pentru această evaluare se folosește un laser cu heliu – neon, cu o lungime de undă de 633 A, care nu interferează cu undele luminoase emise de arcul electric, în cazul sudurii MIG/MAG.

DistanŃele dintre senzor și piesă se apreciază prin refracŃia difuză a razei laser pe piesă. Raza reflectată cade pe un detector (CCD – Kamera), care calculează înălŃimea, Figura 4-31.

Figura 4-31 Principiul măsurării triangulare; 1 – laser; 2 – rază laser; 3 – domeniu de măsurare a

adâncimii; 4 – CCD camera – detectorul undei reflectate; 5 – lentilă obiectiv; 6 – axă de pendulare

Raza laser pendulează de 5-10 ori/secundă pe lungimea liniei de scanare. Prin captarea razei mobile de senzorul CCD, care stă fix, se realizează o imagine bidimensională a cusăturii, Figura 4-32. Camera și pistolul se mișcă de-a lungul rostului. În timpul deplasării se calculează: distanŃa senzorului de cusătură; profilul cusăturii; lăŃimea îmbinării; secŃiunea cusăturii.

Senzorul transmite, în timpul procesului, corecturile de mișcare semnalate și datele la robot. Originea coordonatelor măsurate se situează în interiorul camerei. Transmiterea datelor este realizată prin intermediul unei interfeŃe seriale RS 232 în protocolul DUST/FAST.

Figura 4-32 Diagrama modului de lucru al senzorului; 1 – motor; 2 – senzor de unghi; 3 – oglindă refletoare; 4 – domeniu de scanare; 5 – piesa; 6 – oglindă; 7 – obiectiv; 8 – CCD camera; 9 –lentilă de focalizare; 10 – laser.

Robotul preia cu acestea modificările de traiectorie și optimizările procesului de sudură și astfel corectează continuu, în timp real, procesul de sudură și modul în care este condus pistolul.

Cu ajutorul datelor oferite de senzor se calculează, pe lângă durata de realizare a cusăturii, profilul acesteia și momentele de început și sfârșit ale îmbinării. Sistemul de senzori conŃine, pentru fiecare formă de cusătură, meniuri-program, în care se află criteriile speciale de utilizare a informaŃiilor rezultate în urma scanării. Aceste meniuri mai conŃin date referitoare la mărimea rostului, toleranŃele maxime, distanŃa dintre arzător și senzor, etc.

Meniurile sunt elaborate pentru: îmbinările în I, cusătura în V, cusătura în HV, cusătura sub formă de lalea, cusătura de bordură, cusătura de canelură, cusătura superioară, cusătura de colŃ.

4.5 Asamblarea cu îmbinare prin întrepătrundere

Îmbinările prin întrepătrundere se împart în procedee cu unelte cu pregătire prin tăiere parŃială locală, care lucrează în una sau mai multe trepte și în procedeu cu unelte cu matriŃă, care se poate deschide și închide, fără pregătire prin tăiere parŃială locală, Figura 4-33.

Figura 4-33 Tipuri de îmbinări prin întrepătrundere

4.5.1 Îmbinări prin întrepătrunderea cu pregătire prin tăiere parŃială locală

Prin aceste îmbinări se realizează, în urma unui proces combinat de tăiere cu forfecare, îmbinarea și presarea la rece, o legătură, care nu se poate demonta.

Domeniul îmbinării este delimitat de întrepătrunderea și tăierea în material. Materialul, care este împins din planul tablei în afară, este astfel presat încât prin lăŃire se realizează o legătură cvasiformă.

În îmbinarea prin întrepătrundere cu pregătire prin tăiere parŃială forma geometrică a elementelor îmbinării se oprește la dreptunghiuri. Mai trebuie luat în calcul faptul că eforturile transmisibile, la elementele de îmbinare de formă dreptunghiulară, sunt diferite în cele două direcŃii din plan.

4.5.2 Îmbinări prin întrepătrundere fără pregătire prin tăiere parŃială

La aceste îmbinări, elementul de îmbinare este realizat ca la îmbinările precedente, întrun proces de lucru neîntrerupt. DiferenŃa dintre cele două tipuri de îmbinări este dată de forma geometrică a poansonului și matriŃei.

Figura 4-34 Fazele caracteristice ale procesului TOX

Elementele de îmbinare, care sunt realizate la această variantă, sunt rotunde și pot transmite eforturile de strângere în toate direcŃiile. Din motive de geometrie, ele au siguranŃa la rotire proporŃională cu forŃa de strângere atinsă.

Îmbinările prin întrepătrundere fără pregătire prin tăiere parŃială se împart în procese cu matriŃă închisă și deschisă.

Principiul de îmbinare cu matriŃa închisă este o combinaŃie a tragerii în adâncime cu presarea în timpul curgerii materialului. Normele nu prevăd pentru acest proces un gen proxim propriu și este denumit, din acest motiv, îmbinarea "TOX".

În prezent se folosesc numai elemente rotunde de îmbinare prin întrepătrundere, fără pregătire prin tăiere parŃială, după principiul TOX. Îmbinarea TOX se realizează în 5 faze caracteristice, Figura 4-34.

Criteriul de calitate

Ca și criteriu de verificare și calitate, se adoptă, la îmbinarea TOX, grosimea reziduală totală a podelei, denumită și măsura X. Grosimea reziduală totală a podelei este suma părŃii superioare a tablei ștampilate (txs) și a părŃii matriŃate a tablei (txm), Figura 4-35 și Figura 4-36. Grosimea reziduală totală a podelei, diametrul deformării și adâncimea canalului circular al matriŃei trebuie astfel acordate încât materialul să umple volumul apărut între poanson și gravura matriŃei.

Figura 4-35 Mărimile sculelor de lucru

4 2

Figura 4-36 ForŃa de tăiere la foarfecă, forŃa de apăsare și măsura X în funcŃie de grosimea tablei

Prin acordarea nitului semicircular și a matriŃei cu materialul de îmbinat (aliajul și grosimea tablei) se înregistrează o micșorare a fazei de tăiere a nitului semitubular, pe partea superioară a tablei ștampilate, iar suprafaŃa tablei se închide cu partea matriŃată. Materialul părŃii matriŃate a tablei suportă astfel o deformare plastică prin nitul semitubular care se desface. În figurile 4.37 și 4.38 sunt prezentate etapele îmbinării cu nit semitubular.

Figura 4-37 Schema procesului de nituire prin ștanŃare cu nit semitubular

Figura 4-38 Etapele îmbinării la nituirea prin ștanŃare cu nit semitubular

Figura 4-39 Capota portbagajului, balamaua, întăritura încuietoarei și suportul triunghiului reflectorizant asamblate cu nituri prin întrepătrundere TOX

Elementele specifice îmbinate cu nituri tubulare sunt prezentate în Figura 4-39. Astfel, capota portbagajului, balamaua, suportul triunghiului reflectorizant și întăritura încuietoarei sunt asamblate cu nituri prin întrepătrundere. Nituirea după principiul TOX se pretează la robotizare.

4.5.3 Nituirea prin ștanŃare

Spre deosebire de procedeele convenŃionale de nituire, la nituirea prin ștanŃare, Figura 4-40, nu se mai găuresc înainte tablele care trebuie asamblate. Prin eliminarea acestei operaŃii se înregistrează o diminuare a preŃului de fabricaŃie și apare posibilitatea ca procedeul de îmbinare să fie automatizat.

Figura 4-40 Prezentarea schematică a procesului de nituire prin ștanŃare cu nit plin

Legăturile executate prin nituirea prin ștanŃare realizează, la fel ca și cele prin întrepătrundere, o asamblare care nu se mai poate desface și are aceeași formă. Legăturile cu nituri singulare nu se vor modifica până când nu este depășită forŃa de strângere.

Nituirea prin ștanŃare, depinde de nitul introdus, și se împarte în:

nituire prin ștanŃare cu nit semitubular; nituire prin ștanŃare cu nit plin.

În prezent se realizează, într-o mai mare măsură, nituirea prin ștanŃare cu nituri semitubulare.

Nituirea prin ștanŃare, cu nit semitubular, este un procedeu de asamblare continuă, întro singură fază, la care tablele au o accesibilitate din ambele părŃi la locul îmbinării.

Nitul ștanŃat acŃionează ca o sculă, care dă forma. Cu ajutorul, unui așa numit cap, el se apropie de partea de îmbinat și se centrează la matriŃă perpendicular și aliniat.

Muștiucul capului nitului se folosește pentru dirijarea lui și preia, în același timp, sarcina unui element de fixare.

Nitul tubular, care este așezat pe suprafaŃa tablei, intră ca urmare a forŃei, care acŃionează asupra lui în material și taie, într-un prim pas, partea materialului deformat. Pătrunderea mai departe a nitului semitubular conduce la mărirea deschiderii sale, ca urmare, a acŃiunii unui pinten al matriŃei, care este conic și se află în centrul acesteia.

4.6 Tehnologii de asamblare cu adezivi sintetici

4.6.1 Adezivi sintetici

Adezivii sintetici sunt substanŃe de natură organică sau anorganică, care pot lega corpurile solide prin fenomenul de adeziune, fără a schimba structura materialelor îmbinate.

Ca adezivi sunt considerate cleiurile, dispersiile adezive, chiturile adezive, adezivii de topire și rășinile adezive anaerobe.

Adeziunea este rezultanta forŃelor de atracŃie intermoleculară, care se manifestă la nivelul suprafeŃelor de contact ale diferitelor substanŃe solide sau lichide. Totalitatea forŃelor, care se manifestă între moleculele constituente ale aceleași substanŃe, se numesc forŃe coezive. Ele determină fenomenul de coeziune. RezistenŃa mecanică a îmbinării lipite este determinată de suma forŃelor de adeziune și coeziune.

Adezivii sintetici asigură realizarea unor îmbinări cu etanșeitate și rezistenŃă mecanică ridicate, folosind în același scop tehnici simple. În componenŃa adezivilor intră polimerul, solventul sau amestecul de solvenŃi, materiale de umplutură, întăritori, acceleratori, agenŃi reticulari, stabilizatori și plastifianŃi.

Adezivii folosiŃi la lipirea materialelor plastice sunt prezentaŃi în tabelul 4.4.

Tabelul 4.4. Lipirea materialelor plastice de aceeași natură

Rășinile adezive anaerobe sunt amestecuri complexe ce conŃin unul sau mai mulŃi monomeri acrilici sau metacrilici (dietilenglicol – dimetacrilat, trietilenglicol – dimetalcrilat, etc), agenŃi de îngroșare (copolimer stirenacrilat de metil, poliacetat de vinil, polistiren, polimetacrilat de metil, cauciuc clorurat, carbobil, etc), iniŃiatori (peroxizi organici, hidroperoxizi, compuși organici oxigenaŃi, etc), acceleratori (amine terŃiale alifitice, amine aromatice, etc), inhibitori (fenoli substituiŃi, tiazine, etc).

Caracteristicile unor rășini adezive anaerobe sunt prezentate în tabelul 4.5.

Tabelul 4.5 Caracteristicile rășinilor adezive anaerobe

Adezivii anaerobi desemnează o familie de rășini a căror polimerizare se produce în absenŃa aerului sub efectul catalitic al metalelor. Datorită capacităŃii sale de penetraŃie, adezivul anaerob pătrunde în toate interstiŃiile și rugozităŃile suprafeŃelor. Polimerizarea rapidă a rășinii din care este constituit, rezistenŃa deosebită la acŃiunea agenŃilor corozivi și a solvenŃilor, la solicitările mecanice și la variaŃiile mari de temperatură (70…420 K), precum și aderarea perfectă la suprafeŃele pieselor din materiale metalice, ceramice sau plastice sunt caracteristici care recomandă acest adeziv pentru fixarea mecanică. Îmbinările trebuie astfel concepute încât să fie solicitate doar la compresiune și forfecare (corpuri cu simetrie de rotaŃie, filete, bucși, roŃi, arbori, lagăre, conducte, suprafeŃe plane menŃinute în contact datorită unei forŃe exterioare).

Pentru asigurarea împotriva desfacerii diferitelor organe de mașini supuse la solicitări de forfecare și torsiune se pot folosi produsele FIXAMED C-51, R-58 și M-28.

Tabelul 4.6. Caracteristicile adezivilor românești pentru metale

Tipul adezivului

Caracteristica M – 28 R – 58

Densitatea 103 [kg/m3] 1,075 – 1,120 1,05 0– 1,085 Viscozitatea dinamică [kg/ms] 0,784 – 0,980 0,441 – 0,539 Timp de început de priză [min] 30 – 45 20 – 35

Timp de rezistenŃă la manipulări manuale, la 293 K [min] 45 – 60 35 – 50

RezistenŃa Pe OLC 15 Min. 10,0 Min. 20,0 mecanică la forfecare Pe suprafeŃe zincate și pasivizate cromic Min. 7,5 Min. 17,0 după 24 h, Pe suprafeŃe

la 293 K cadmiate și Min. 8,5 Min. 17,0

[MPa] pasivizate cromic

4.6.2 Tehnologia asamblării cu rășini anaerobe

Procesul tehnologic debutează cu pregătirea suprafeŃelor de asamblat.

Pentru o mai bună aderare mecanică a produsului anaerob pe suprafaŃa piesei se creează rizuri. Creșterea rugozităŃii suprafeŃelor de asamblat, până la o anumită valoare, determină mărirea rezistenŃei la forfecare, Figura 4-41. PerformanŃele superioare se obŃin pentru rugozităŃi ale suprafeŃelor mai mari de 3,2 µm și mai mici de 32 µm.

După prelucrarea mecanică, piesele sunt curăŃate de impurităŃi și degresate cu tricloretilenă. Când suprafeŃele pieselor sunt protejate (cadmiate, zincate, cromate) sau acestea sunt confecŃionate din nemetale, se execută tratarea lor cu soluŃii activatoare.

După evaporarea solventului se aplică adezivul anaerob.

Figura 4-41 VariaŃia rezistenŃei nominale de forfecare în funcŃie de rugozitatea suprafeŃelor îmbinate cu adezivi anaerobi

La îmbinările filetate depunerea adezivului se face numai pe filetul șurubului. În cazul prezoanelor adezivul se depune pe filetul interior, în caz contrar stratul de adeziv este împins în afară de aerul care se evacuează din gaura filetată. Dacă îmbinările sunt cu jocuri mici, adezivul anaerob se depune numai la capătul uneia din piese. La îmbinările cu jocuri mari adezivul se întinde pe suprafeŃele ambelor repere.

Cele mai bune îmbinări se obŃin pentru un joc între arbore și alezaj de 0,0…0,1 mm, Figura 4-42.

Figura 4-42 VariaŃia rezistenŃei la forfecare în funcŃie de mărimea jocului dintre arbore și alezaj

Jocurile mici necesită adezivi fluizi, iar cele mari adezivi vâscoși. Odată cu creșterea jocului se mărește și timpul de întărire, Figura 4-43.

Figura 4-43 VariaŃia stabilităŃii la presiune a îmbinării în funcŃie de mărimea jocului dintre piese

RezistenŃele optime la asamblarea cu adezivi anaerobi se înregistrează pentru grosimi ale stratului mai mici de 0,1 mm.

Dozarea adezivului și aplicarea lui rapidă și precisă se poate face cu instalaŃii automate sau semiautomate. În cazul producŃiei de serie mică sau de unicate, depunerea se face manual.

După montarea elementelor îmbinării urmează întărirea adezivului. Aceasta se poate face la temperatura mediului ambiant sau prin încălzire. Deoarece rezistenŃa îmbinării crește în timp, Figura 4-44, este necesar ca piesele să fie supuse unui cuplu de forŃe numai după ce s-a scurs timpul până la care se dezvoltă rezistenŃa finală a îmbinării.

Piesele îmbinate cu adezivi anaerobi pot fi demontate prin ruperea stratului de rășină. Dacă rezistenŃa mecanică a îmbinării este mare atunci aceasta este încălzită până la temperatura de 470 … 520 K.

Figura 4-44 InfluenŃa timpului de întărire asupra rezistenŃei la forfecare a adezivilor anaerobi

4.6.3 Îmbinări cu rășini adezive anaerobe

Adezivii anaerobi pot fi folosiŃi pentru fixare, blocare și etanșare, Figura 4-45.

Figura 4-45 Domenii de utilizare a rășinilor anaerobe (de la stânga spre dreapta – fixare, asigurare, etanșare)

Rășinile anaerobe de fixare se folosesc pentru îmbinarea pieselor cilindrice supuse la sarcini radiale și axiale (bucșe, lagăre, bolŃuri, roŃi dinŃate, rotoare, etc).

RezistenŃa la forfecare depinde de mărimea suprafeŃei de contact, rugozitatea și natura materialelor din care sunt confecŃionate piesele.

Cu aceste rășini se pot realiza îmbinări la care fixarea se poate face prin lipire sau prin lipire și fretare la cald sau la rece.

În cazul fretării la rece și lipirii, rășina îmbunătăŃește de 2…3 ori legătura mecanică. Ea umple spaŃiul dintre piesele (0,03 … 0,05 mm) ce se asamblează și permite transmiterea eforturilor. Polimerizarea se produce la temperatura mediului ambiant.

Rășinile anaerobe de blocare sunt utilizate pentru asigurarea îmbinărilor cu șuruburi și prezoane. Îmbinările sunt rezistente la șocuri și vibraŃii. De aceea, este inutilă folosirea sistemelor mecanice de asigurare. Rășinile folosite pentru blocare au în stare lichidă un coeficient de frecare apropiat de cel al lubrifianŃilor, iar după polimerizare acesta se majorează împiedicând slăbirea strângerii. Printr-o ușoară încălzire a îmbinării se pot efectua reglaje. Demontarea se face prin încălzirea zonei de îmbinare.

Rășinile anaerobe de etanșare se folosesc pentru îmbinarea tuturor racordurilor filetate ale conductelor instalaŃiilor pneumatice și hidraulice. Etanșarea cu acești adezivi asigură o funcŃionare perfectă până la presiunea de explozie a conductei. Rășinile din această grupă suportă deformări și dilatări diferenŃiale. Ele se folosesc și la etanșarea pompelor de apă și de benzină, a corpului capacului carburatorului, etc.

4.6.4 Asamblări cu adezivi acrilici, rășini epoxidice și elastomeri siliconici

Adezivii acrilici modificaŃi asigură lipirea suprafeŃelor pieselor nedegresate, care rezistă la temperatura de coacere a vopselelor. Ei sunt utilizaŃi la lipirea plăcuŃelor de identificare a caroseriilor și blocurilor motoarelor și a elementelor de rigidizare a capotelor.

Rășinile expoxidice întărite sunt formate dintr-o singură componentă care polimerizează la acŃiunea căldurii. Lipirea tablelor galvanizate supuse la șocuri și a chiulaselor executate din mai multe părŃi se face cu aceste rășini.

Elastomerii siliconici de tip acetic sau oxim sunt materiale de etanșare rezistente la variaŃii mari de temperatură (170…520 K) și la acŃiunea lubrifianŃilor, combustibililor și materialelor de întreŃinere și exploatare.

4.6.5 Asamblări cu adezivi universali

Pentru asigurarea etanșării între elementele de caroserie se folosesc masticuri (mastic 1502, mastic plastisol 6, mastic 1309, plastisol 4, etc). Ele se aplică sub formă de cordon extrudat, cu diametrul de 3…4 mm, sau se pulverizează, în straturi cu grosimea de 2…4 mm, cu pistoale speciale. Masticurile de etanșare se usucă în 15…20 minute la temperatura de 420…435 K.

Capacele și carterele cutiilor de viteze, cutiilor de distribuŃie și diferenŃialelor se etanșează cu garnituri celulozice îmbibate cu soluŃii de cauciuc, rășini și componenŃi volatili (LE 12).

Lipirea elementelor din oŃel, fontă sau aluminiu, a celor din cauciuc și mase plastice, între ele sau pe cele metalice, se face cu adezivi pe bază de cianocrilaŃi, tabelul 4.7.

Tabelul 4.7. Caracteristicile adezivilor din familia CIANOFIX

Pentru lipirea materialelor textile, sau a celor din cauciuc pe suporŃii metalici se folosesc soluŃii de prenadez (300, 463, 1054, ș.a.).

TEHNOLOGII MODERNE DE FABRICARE A CABINELOR ȘI CAROSERIILOR

5.1 ParticularităŃi ale asamblării caroseriilor

Producătorii de automobile consideră în prezent că este necesar să se conteze mai puŃin pe echipamentul specializat de asamblare a caroseriilor și mai mult pe o automatizare flexibilă integrată în sistemul general CAD – CAM – CAO.

Începând cu anul 1969 au fost folosiŃi pe liniile de montaj primii roboŃi industriali (RI) pentru sudarea și vopsirea caroseriilor de automobile.

Figura 5-1 Robot industrial

Cauzele extinderii rapide a SFF (Sisteme Flexibile de FabricaŃie) și la asamblarea caroseriilor prin sudare și lipire, sunt cele generale legate de șocurile exogene suferite de industria mondială de automobile în ultimul deceniu (creșterea preŃului combustibililor, materialelor metalice și a celor sintetice, scăderea cererii și pierderea unor pieŃe datorită concurenŃei internaŃionale acute) și de necesitatea: reducerii costurilor de fabricaŃie și majorării productivităŃii în raport cu concurenŃa internaŃională; asigurarea integrării rapide și economice a schimbărilor de tehnologii, metode și procedee, în condiŃiile unei diversităŃi largi de modele de caroserii și automobile cerute de beneficiari; menŃinerea stabilităŃii produselor și sistemelor tehnologice utilizate în producŃia de automobile.

Prima linie robotizată de asamblare a caroseriilor de automobile a fost implementată de firma Chevrolet în anul 1969 pentru modelul Vega.

Remodelarea structurii seriilor parametrice de automobile, impusă de impactul automatizării flexibile, cu ajutorul RI are următoarele caracteristici:

reînnoirea continuă a automobilelor se realizează treptat prin înlocuirea cu modele noi a unora din componentele seriilor parametrice constructive;

diversificarea seriilor parametrice de produse (automobile) prin completarea opŃională a unor subansambluri;

simplificarea structurii constructiv – tehnologice a automobilelor și raŃionalizarea elementelor componente ale acestora și, deci, și a caroseriilor pentru asigurarea interschimbabilităŃii totale sau parŃiale;

adaptarea cât mai deplină la cerinŃele pieŃei (apariŃia "mașinii de oraș" sau a celei universale "world car"), care să asigure, cu modificări minimale, o varietate deosebită.

5.2 Componentele roboŃilor industriali

Elementele motoare adiacente cuplelor conducătoare trebuie să îndeplinească unele condiŃii, care sunt uneori dificil de combinat cu caracteristicile dinamice ale robotului. Aceste condiŃii se referă la inerŃie și greutate redusă, la rata ridicată a variaŃiei acceleraŃiei, la capacitatea de preluare pe un timp redus a suprasarcinilor, la o rezoluŃie ridicată și la o mare posibilitate de reglare atât a poziŃiilor, cât și a vitezelor.

La roboŃii industriali din ultima generaŃie se folosesc în mod curent acŃionările electrice, hidraulice și pneumatice. Sunt utilizate, în special, motoarele de curent continuu cu rotor de tip disc și cele cu rotor bobinat în formă de cușcă de veveriŃă. Mai recent, tendinŃa este de a se folosi motoare fără perii, motoare alimentate în curent continuu cu înfășurări din lantanide (pământuri rare) și motoare asincrone. Aceste motoare nu necesită o întreŃinere complicată și au cel mai mare raport putere/greutate. InstalaŃia electronică de alimentare a acestor motoare este mod normal compensată pentru obŃinerea unor avantaje specifice. Motoarele electrice sunt folosite în combinaŃie cu reductoare cu roŃi dinŃate puternic demultiplicatoare, cum ar fi reductoare armonice, mecanisme melc-roată melcată sau reductoare planetare. AcŃionările directe, fără reductoare, se folosesc numai în câteva aplicaŃii particulare. AcŃionările cu cilindri hidraulici dezvoltă forŃe motoare foarte mari, având o greutate relativ redusă și o mare fiabilitate. Din această cauză, aceste acŃionări sunt recomandate pentru o mare varietate de sisteme mecanice. AcŃionările cu cilindri pneumatici se folosesc atunci când sunt necesare viteze mari de deplasare între elementele adiacente cuplei active, dar, datorită compresibilităŃii aerului, nu se pot obŃine precizii ridicate ale deplasărilor. Aceste acŃionări sunt folosite în special la sistemele de alimentare și la cele de încărcare, cu opriri reglabile.

Senzorii (traductoarele) interiori ai roboŃilor furnizează informaŃii cu privire la poziŃiile relative ale elementelor adiacente cuplelor și în ceea ce privește vitezele lor relative. Prin controlerul robotului se realizează conexiunea inversă și se calculează diferenŃele dintre poziŃiile reale și cele programate. Se obŃine astfel transformarea informaŃiilor furnizate de sistemul de comandă al robotului în mărimi variabile de comandă adecvate și se efectuează corecŃiile.

Senzorii roboŃilor pot fi clasificaŃi în două categorii, și anume: senzori care măsoară deplasări liniare și senzori pentru măsurarea deplasărilor unghiulare. În funcŃie de tipul datelor furnizate, traductoarele pot fi digitale sau analogice, iar în funcŃie de modul de realizare a măsurătorilor, traductoarele pot fi incrementale sau absolute. Traductoarele

de poziŃie cu selsin și înregistrările digitale sunt cele mai des folosite în aplicaŃiile practice ale roboŃilor industriali. Traductoarele de poziŃie cu selsin sunt sisteme de măsurare care funcŃionează pe principiul inducŃiei. Aceste traductoare măsoară deplasările unghiulare și le transmit unor sisteme de prelucrare a datelor. Traductoarele cu selsin pot fi folosite și ca senzori pentru măsurarea deplasărilor liniare. Avantajele traductoarelor de acest tip sunt: construcŃie compactă, rezoluŃie înaltă și fiabilitate ridicată. Traductoarele de poziŃie digitale înregistrează valorile măsurate ca un număr întreg de incremenŃi ai mărimilor unghiulare sau al deplasărilor liniare. Este necesar să se facă o distincŃie între sistemul de măsură incremental (relativ) și cel codificat (absolut), în funcŃie de modul în care sunt obŃinute rezultatele. Cumularea erorilor de măsurare și pierderea punctului de referinŃă (de zero) în cazul întreruperii sursei de alimentare cu energie electrică sunt principalele dezavantaje ale sistemelor de măsurare incrementale.

5.2.1 Caracteristici, precizia roboŃilor industriali

Caracteristicile specifice ale roboŃilor, privind proiectarea și programarea mișcărilor, cer să fie definite aceste caracteristici și procesele asociate cu destinaŃiile lor și să fie estimate modificările posibile, cum este, de exemplu, rezultatul uzurii.

Caracteristicile și destinaŃiile respective ale proceselor specifice pentru roboŃi industriali sunt: spaŃiul de lucru, sarcina utilă, viteza, acceleraŃia, timpul de deplasare, repetabilitatea, reproductivitatea, precizia de conturare, precizia programării.

Standardul DP 9283, elaborat de ISO, precizează tendinŃele dezvoltărilor ulterioare ale roboŃilor industriali. O creștere a gradului de precizie a robotului, care este în mod curent de zece ori mai mică decât a mașinii-unealtă pe care o deservește, va avea ca efect o deschidere pentru numeroase noi aplicaŃii în sectoarele cu potenŃial considerabil pentru dezvoltare ulterioară, cum este, de exemplu, montarea automată.

Orice creștere a gradului de precizie, prin modificarea componentelor structurii mecanice a robotului, conduce la o creștere considerabilă a costurilor. Eforturile făcute în ultimii câŃiva ani spre creșterea gradului de precizie a componentelor urmăresc atât identificarea erorilor sistematice, cât și luarea în considerare a acestora în modele matematice și fizice pe care comanda este bazată, ca și în procesele compensatoare.

5.2.2 Sistemele de comandă ale roboŃilor industriali.

Activitatea sistemului de comandă al unui robot industrial constă în coordonarea uneia sau a mai multor mișcări, în conformitate cu programul cerut de procesul tehnic. SecvenŃele manipulărilor și acŃiunilor sunt specificate în programul care este executat de controler. Se realizează o prelucrare a datelor provenite de la senzori și, ca urmare, într-o poziŃie dată, se adaptează într-o anumită măsură procesul predefinit, mișcările și acŃiunile de modificare sau condiŃiile la limită, sau alte necunoscute. În plus, sistemul de comandă al unui robot industrial satisface cerinŃele specifice cu privire la modul de operare, folosindu-se operarea și programarea, ca și funcŃiile de urmărire și de siguranŃă. Sistemele de comandă ale roboŃilor industriali au în prezent în compunere microcalculatoare cu o mare capacitate, folosind uneori tehnologia multiprocesoarelor. InterfaŃa cu sistemul de comunicaŃii cu fabricaŃia, de exemplu protocolul de automatizare a fabricaŃiei (P.A.F.), este disponibilă pentru conectare cu sistemul de comandă primar și cu cel de programare. Multe legături sunt stabilite folosindu-se magistralele seriale de transmitere a datelor, de exemplu magistrala exterioară și magistrala interioară. În același mod se realizează legăturile cu procesele periferice, de exemplu la comanda sudării și în sisteme de transport. De asemenea, este asigurat un mijloc de analiză cu senzori externi.

Transferul datelor este realizat prin module de comunicaŃie sau prin alte sisteme de comandă (controlerul robotului industrial, calculatorul cu memorie, calculatorul primar). În particular, este realizată în acest mod încărcarea programelor în memoria controlerului robotului, transferul datelor de stare și comunicarea cu alte sisteme de comandă. Un protocol de comunicare comun a fost introdus prin ISO 9506, cunoscut sub denumirea de descriere a informaŃilor de la procesul de fabricaŃie (D.M.F.) pentru diferite clase de echipamente.

Comanda instrucŃiunilor. Programul de lucru al unui robot industrial cuprinde comenzile mișcărilor, comenzile efectorului, comenzile senzorilor, comenzile de control al secvenŃelor și comenzile tehnologice. Executarea programului de lucru este organizată în secvenŃe de comandă, într-un mod identic cu cele ale așa numitului procesor – interpretor. Aceasta înseamnă, un program care citește instrucŃiunile programului de lucru sau un cod relevant, sau care decodifică instrucŃiunile generate de un compilator și asigură accesarea și coordonarea execuŃiei. FuncŃia de control a mișcării constă în generarea variabilelor de legătură importante pentru servomecanismele care acŃionează sistemele de manipulare implicate în mișcare, adică roboŃii, masa rotativă, elementele cinematice și alte axe auxiliare, folosindu-se secvenŃele de mișcare prevăzute în programul de folosire și în datele utilizatorului.

Comanda punct cu punct (P.C.P.) permite să fie parcursă și acŃionată o secvenŃă de puncte discrete în spaŃiul tridimensional. Între aceste puncte din spaŃiu, traiectoria mișcării unui punct al end – effector – ului nu este specificată în mod explicit. Aceasta permite să fie realizat cel mai eficient mod de comandă în timp a caracteristicilor mișcării. Metoda este folosită pentru lucrări la care nu este importantă precizia cu care este parcursă traiectoria, de exemplu pentru activităŃi de manipulare a unor piese și de sudare prin puncte.

Comanda continuă a traiectoriei (C.C.T.) oferă posibilitatea parcurgerii cu exactitate a unei curbe definită matematic în domeniul de funcŃionare. Calculatorul cu care se realizează comanda continuă a traiectoriei (interpolare) determină impunerea unui număr de valori intermediare pe curba spaŃială dată, programând deplasarea între aceste puncte după o funcŃie de interpolare dată (de exemplu, o linie dreaptă, un cerc sau un polinom de grad mai mare). De asemenea, se programează viteza de deplasare și raportarea ei la servomecanisme cu un raport dat. Comanda continuă a traiectoriei este utilizată, de exemplu, la roboŃii folosiŃi pentru sudură continuă, sau pentru debavurare.

Servomecanismele au rolul de acŃionare a axelor motoare ale robotului, în conformitate cu valorile prescrise ale poziŃiilor curente. PoziŃiile axelor corespunzătoare punctelor intermediare sunt recalculate cu o discretizare a timpului foarte mică, pentru mărirea preciziei de interpolare. Valorile unghiurilor de rotaŃie ale axelor sunt traduse în mărimile curenŃilor de alimentare ai motoarelor, mărimile tensiunilor de alimentare sau ale incremenŃilor, sau în puterile motoarelor de acŃionare. Modificarea poziŃiilor axelor este calculată și supravegheată folosindu-se legătura de reacŃie inversă (feed – back) dintre poziŃia punctului pe traiectorie și unghiurile de rotaŃie ale axelor motoare.

Prelucrarea informaŃiilor furnizate de senzori implică recepŃionarea semnalelor și datelor de la senzorii interiori (sistemele de urmărire a traiectoriei și unghiurilor, semnalele furnizate de senzorii de forŃă sau de moment) și de la cei exteriori (senzori de proximitate, sisteme de recunoaștere a formelor). Aceste date sunt solicitate și procesate pe diferite nivele ale sistemelor de comandă ale robotului, adică comanda secvenŃelor, comanda mișcărilor și comanda poziŃiilor axelor. Cei mai mici timpi de răspuns la semnalele externe pot fi realizaŃi acolo unde datele importante furnizate de senzori sunt raportate la nivelul de comandă a axelor motoare (de exemplu, analiza semnalelor de la senzorii de forŃă sau de moment, supravegherea coliziunilor).

5.2.3 Programarea roboŃilor industriali

Procedurile de programare sunt proceduri de planificare pentru generarea programelor de utilizare. Un program de utilizare reprezintă o succesiune de comenzi care au ca scop executarea unei anumite sarcini de fabricaŃie. Procedurile de programare permit programelor să fie dezvoltate și conŃin în acest scop programe de ajutor. Procedurile de programare pot fi împărŃite în trei categorii, și anume: proceduri de programare directă (sistemul on line); proceduri de programare indirectă (sistemul off line); proceduri hibride.

Proceduri de programare directă. Acestea sunt caracterizate prin faptul că folosesc sistemul robot pentru a realiza generarea programului. ConsecinŃa este că sistemul de fabricaŃie nu este utilizabil pentru a produce în timpul programării sau testării, rezultând un timp neocupat foarte mare pe durata instalării. Integrarea operaŃională a sistemului de baze de date este posibilă numai pe un domeniu limitat. Calitatea programului depinde într-o mare măsură de experienŃa programatorului.

Procedurile cunoscute sub numele de playback, teach – in și procese care folosesc senzori, sunt categorii adiŃionale de programe.

În sistemul playback, programarea unei secvenŃe operaŃionale este realizată prin ghidarea manuală a unui punct al end – effector – ului robotului de-a lungul curbei spaŃiale impuse. Actualizarea poziŃiilor la o scară definită a timpului sau a spaŃului este realizată de câtre program.

Parametrii poziŃionali (poziŃiile axelor), la un moment dat sau la o scara definită a timpului, sunt fumizaŃi astfel de către programul utilizatorului.

O tehnică specială și foarte simplă de realizare a unui program de mișcare a braŃelor roboŃilor, și care este foarte asemănătoare cu metodele de muncă umană sub aspect dinamic, poate fi folosită la programarea mișcărilor. O aplicaŃie tipică a acestui procedeu este acela de programare a roboŃilor industriali de vopsire prin pulverizare.

În programarea prin învăŃare (teach – in), datele mișcării sunt generate prin deplasarea end – effector – ului de către un operator uman, urmărind o serie de puncte impuse. Coordonatele spaŃiale ale acestor puncte sunt înregistrate prin activarea unei chei de programare. Alte comenzi de mișcare pot să fie, de asemenea, introduse de la tastatură, cum sunt cele care se referă la mărimile vitezelor și ale acceleraŃiilor, sau la tipul comenzii (punct cu punct sau continuu).

Programarea cu ajutorul senzorilor, care acum au devenit foarte uzuali, poate să fie clasificată, în funcŃie de tipul senzorilor utilizaŃi, în două categorii: senzori cu reglare automată și senzori cu reglare manuală. Primul tip folosește pentru aproximarea datelor mișcării (cum sunt pornirea și punctele Ńintă), iar piesa de lucru este explorată automat de către robot folosind senzorii. În cel de al doilea sistem, un punct al robotului este ghidat în spaŃiu de-a lungul unei curbe de către operator, folosind senzorii sau creionul optic.

În contrast cu programarea în sistem play – back, robotul are în acest caz un rol pasiv, deoarece semnalele date de senzori sunt înregistrate direct în sistemul de comandă al robotului prin circuitele de comandă. Astfel este iniŃiată secvenŃa activă a activităŃii de comandă. În programarea cu ajutorul senzorilor, sau prin ghidarea manuală, traiectoria parcursă este în mod automat înregistrată în memorie. Aceasta apare prin programarea punctelor de interpolare a traiectoriei în concordanŃă cu criteriul stabilit, cum este gradul de precizie impus.

Proceduri de programare indirectă. Acestea sunt caracterizate prin faptul că generarea programului este realizată separat de robot, pe un sistem de calcul independent. Este necesar un model computerizat al sistemului robotului și al spaŃiului înconjurător. Realizarea programului utilizator și testarea lui sunt realizate în cadrul unor operaŃii preliminare, care devin deci părŃi componente ale procesului de planificare a producŃiei.

Prin integrarea sistemului de date operaŃionale cu ajutorul unui calculator, se asigură suportul pentru program. Există o distincŃie între procesele textuale, folosite la scrierea programelor pentru mașinile CNC și cele care folosesc proiectarea asistată de calculator CAD. Procedurile de programare CAD realizează modelele geometrice ale componentelor implicate în procesul de producŃie.

Programarea hibridă reprezintă o combinaŃie a procedurilor de programare directă și indirectă.

5.3 Studiul și sinteza SFF destinate automatizării asamblării caroseriilor auto

Fazele principale de studiu pentru sinteza SFF (sisteme flexibile de fabricaŃie) și a liniilor tehnologice aferente sunt: studiul pieselor de asamblat; studiul geometriei asamblării; studiul punctelor șl cordoanelor de sudură; determinarea ritmului liniei tehnologice principale; studiul de flexibilitate; alegerea RI (roboŃi industriali) pe baza unui sistem de criterii; studiul condiŃiilor generale de mediu; definirea liniei flexibile automatizate de asamblare.

Studiul formei constructive și complexităŃii pieselor și subansamblurilor

Piesele și reperele caroseriilor și cabinelor auto se grupează, din punctul de vedere al legăturilor dimensionale și de poziŃie reciprocă, în:

piese din grupa A, fără legături constituite, ce urmează a fi asamblate (piese principale), pe care urmează să se sudeze întărituri de dimensiuni mici sau care urmează să se asambleze în subansamble);

piese complexe sau subansamble din grupa B (piese și subansamble obŃinute prin

presare la rece, prin agrafare sau prin sudare în instalaŃii exterioare liniei flexibile).

Studiul geometriei de asamblare

Se stabilesc, în această etapă, referinŃele pieselor și subansamblurilor caroseriei. Considerând sistemul triortogonal OXYZ se definesc, ca referinŃe, acele zone importante ale pieselor și subansamblurilor, care servesc pentru controlul cu șabloane, machete sau pe standul tridimensional "SCHIESS", a geometriei reale a caroseriei, asamblată prin sudare, în comparaŃie cu geometria stabilită de proiectant. Se definesc două feluri de referinŃe:

Principale, care se fixează încă din faza de ambutisare și se păstrează pe tot traseul tehnologic de realizare a produsului;

Secundare, care se utilizează numai pentru constituirea ansamblului caroseriei.

ReferinŃele vor fi controlate cu dispozitive speciale de control, atât în fazele de presare la rece a pieselor, cât și la fabricarea și întreŃinerea matriŃelor de ambutisare sau ștanŃare, pentru toate fazele tehnologice.

c) Analiza structurală a punctelor și coordonatelor de sudură

Proiectantul, constructor al caroseriei stabilește numărul punctelor și cordoanelor de sudură, poziŃia și calitatea acestora.

Punctele de sudură pentru rezistenŃă se împart în două clase: clasa I – de securitate; clasa a II a – alte puncte de sudură.

În această etapă de studiu se face gruparea punctelor și cordoanelor de sudură (PS și CS) pe tipuri de metode și procedee (SR – sudare prin rezistenŃă; MIG – metal inert gaz, MAG – metal activ gaz; BR – brazare sau lipire tare, ș.a.) și pe utilaje și scule de sudare sau brazare. Se vor parcurge următoarele etape pentru conturarea structurii liniei automate de asamblare:

Precizarea punctelor de sudură prin rezistenŃă și a celor care asigură geometria ansamblului în posturile de conformare, și stabilirea posibilităŃii realizării acestora prin accesul cleștelui (capul de sudare) robotului;

Stabilirea traseului tehnologic (succesiunii operaŃiilor) de asamblare și confirmarea posibilităŃilor de sudare automată pe fiecare fază și operaŃie de asamblare, în condiŃii reale de accesibilitate la structura de asamblare cu grade de complexitate în continuă evoluŃie;

Inventarierea utilajelor și instalaŃiilor de sudare disponibile, repartizarea lor pe puncte și cordoane de sudură, grupate anterior și calculul preliminar al timpilor de bază și auxiliari, pe grupe de puncte în funcŃie de poziŃia acestora în caroseria de asamblat.

Alegerea tipodimensiunilor și configuraŃiilor adecvate de clești (capete de sudare) și stabilirea numărului minim de scule de sudare pentru grupe de puncte sau cordoane de sudură.

În cazul în care se identifică configuraŃiile geometrice inaccesibile sau dacă PS (CS) sunt nerealizabile prin procedeele indicate de proiectantul constructor, se va stabili, dacă punctele sau cordoanele de sudură în discuŃie se vor realiza pe linii secundare cu deservire manuală a staŃiilor (posturilor) de lucru, sau în afara liniei principale automatizate (robotizate).

d) Calculul ritmului și al productivităŃii liniei tehnologice

Ritmul și productivitate liniei tehnologice exprimate cu relaŃiile:

Rλ = 60 Fr / Npc [min/caroserie]; (5. 1)

Qλ = l / Rλ [caroserii/min,oră]; (5. 2)

reprezintă valorile medii calculate în funcŃie de programul anual de producŃie – Npc [caroserii/an] și de fondul real de timp Fr [ore/an]. Structura liniei tehnologice automatizate (robotizate) și arhitectura generală a SFF a caroseriei vor fi influenŃate direct de Rλ și Qλ .

În această etapă de studiu se determină:

Indicele de utilizare a liniei de asamblare a caroseriei funcŃie de modul de înlănŃuire a staŃiilor, de fiabilitatea echipamentelor și de existenŃa stocurilor tampon intermediare;

Durata ciclului pentru o piesă sau un subansamblu (se obŃine din timpul total de sudare corectat cu indicele de utilizare); impunând ca timpii de conformare și de manipulare să fie minimi și scăzându-i din durata ciclului se obŃine timpul real disponibil pentru efectuarea operaŃiilor propriu-zise de sudare;

Determinarea configuraŃiei preliminare a liniei de asamblare și stabilirea numărului minim de roboŃi necesari asamblării; fiecare robot poate efectua, într-un ciclu, un anumit număr de puncte de sudare dacă se iau în considerare timpii reali de sudare și de deplasare.

e) Stabilirea nivelului de flexibilitate tehnologică și de substituŃie a liniei de asamblare a caroseriei.

Liniile tehnologice de asamblare prin sudare și lipire tare a caroseriilor auto pot fi, din punctul de vedere al gradului lor de adaptabilitate (flexibilitate tehnologică) la asamblarea diferitelor produse, de forme și dimensiuni diferite:

Specializată pentru un sigur tip de caroserie; deci linia aceasta este rigidă; parŃial, ea poate fi transformată (reechipată) pentru asamblarea unor caroserii asemănătoare;

Specializată pentru o variantă de bază de caroserie (de ex. berlină standard) dar ușor adaptabilă, prin echipări suplimentare și modificări structurale, la asamblarea de variante ale caroseriei standard;

Polivalentă, echipată pentru realizarea mai multor variante ale unui model de bază;

Flexibilă, complexă (total flexibilă), echipată pentru realizarea asamblării caroseriilor, în diferite variante constructive; în orice succesiune, caroseriile vor fi din aceeași familie din punctul de vedere al destinaŃiei și al asemănării tehnologice (de ex. caroserii de autoturisme de oraș – berlină, break – combi, cabriolet, ș.a.).

Capacitatea liniei tehnologice (automată, robotizată) de asamblare de a continua să funcŃioneze, în timp normal sau redus, în situaŃia de avarie a unor staŃii sau componente din SFF, se apreciază prin flexibilitatea de substituŃie a liniei.

ÎmbunătăŃirea flexibilităŃii de substituŃie a unei linii flexibile de asamblare a caroseriei cu ajutorul RI se poate realiza prin: preluarea operaŃiilor unui robot defect de către alŃi roboŃi de pe linie, cu reducerea ritmului Rλ; echiparea liniei cu roboŃi redundanŃi "gata de operare”, care să poată înlocui roboŃii defectaŃi fără reducerea ritmului Rλ; structurarea liniei tehnologice robotizare în sectoare și decuplarea sectoarelor prin stocatoare tampon intermediare; realizarea unui sistem de linii de repliere (paralele).

Pe baza studiului tehnico-economic comparativ a câtorva variante de SFF, se evidenŃiază care este varianta ce asigură eficienŃa economică optimă (costuri de investiŃii și exploatare minime) pentru un program de fabricaŃie, Npc, impus și exprimat în caroserii asamblate într-un interval de timp impus.

f) Alegerea roboŃilor industriali de sudare și manipulare

În această etapă de studiu se iau în considerare elementele caracteristice, care aparŃin liniei de asamblare (poziŃia piesei sau subansamblului de sudat, transferul și manipularea lor), precum și criteriile geometrice specifice produsului de asamblat și alte cerinŃe de asamblare.

PoziŃia produsului de asamblat în cadrul diferitelor posturi de lucru va fi cea "naturală", în cazul asamblărilor de dimensiuni mari, pentru a micșora numărul de manipulări. Pentru subansamblele de dimensiuni mijlocii se va stabili poziŃia efectivă de asamblare Ńinând cont de cerinŃele privind: alimentarea optimă a posturilor cu piesele componente; geometria de realizat; poziŃia punctelor de sudură și posibilităŃile de acces ale RI. Deci, poziŃia acestor subansambluri se modifică pentru diferite posturi de lucru ale liniei.

Se vor analiza și condiŃiile de transfer ale produsului de asamblat pentru a se preciza care sunt sarcinile de transfer între dispozitivele de transfer specializate și roboŃi. Cu ajutorul dispozitivelor de transfer specializate se aduce produsul de asamblat în posturile de lucru, unde se menŃine poziŃionat în tot timpul în care robotul de sudură execută operaŃiile tehnologice aferente.

În această etapă se vor alege RI de sudură și RI de manipulare pe baza criteriilor: numărul gradelor de mobilitate necesare pentru controlul și executarea tuturor punctelor de sudură; determinarea sculelor de sudare; geometria posturilor de conformare; spaŃiul deservit de fiecare robot; alocarea roboŃilor pe linie; poziŃionarea robotului în spaŃiu; stabilirea tipurilor de procedee de sudare; stabilirea caracteristicilor diferiŃilor roboŃi de sudare, brazare și manipulare.

Numărul gradelor de libertate se stabilește în funcŃie de cel al axelor de deplasare, necesare realizării acestor puncte.

După determinarea caracteristicilor geometrice și a tipului de scule de sudare, pe baza studiului de grupare a punctelor și cordoanelor de îmbinare nedemontabile ale caroseriei, se stabilește geometria postului de conformare, adică densitatea elementelor caracteristice și poziŃia dispozitivelor de poziŃionare și de strângere a reperelor și subansamblurilor, în vederea executării sudării.

Pentru determinarea amplasării RI și a spaŃiilor de lucru pe liniile tehnologice se ia în considerare diferenŃierea și concentrarea operaŃiilor de sudare, repartiŃia punctelor de sudură pe subansambluri și a grupelor de puncte de sudură pe posturile liniilor. SpaŃiile de lucru vor depinde, mai ales, de mărimea dispersiei maxime a punctelor și cordoanelor de sudură pentru toate tipurile de produse ce vor fi sudate pe fiecare post de lucru în parte.

Amplasarea RI se poate face la sol, pe eșafodaje (supraînălŃări), sau pe portaluri (suspendate) în raport cu spaŃiul disponibil și cu cerinŃele generale impuse de: asigurarea accesibilităŃii la efectuarea operaŃiilor de întreŃinere a fiecărui robot în parte, fără oprirea celor din vecinătate; realizarea unor condiŃii de interschimbabilitate și de montare și demontare comodă și rapidă a grupurilor hidraulice și dulapurilor de comandă defecte; normele de tehnica securităŃii muncii personalului (bariere de securitate, sisteme de insonorizare, ventilaŃie locală, echipament individual de protecŃie) și pentru robot (amplitudinea mișcărilor RI se limitează; se prevăd interblocări și traductoare de capăt de cursă; se controlează poziŃiile braŃului RI în repaus și în lucru, astfel încât să nu fie posibile coliziuni și avarii).

Definirea sistemului flexibil de asamblat prin sudare se face pe baza informaŃiilor obŃinute în urma parcurgerii etapelor prezentate anterior. Foarte importante sunt informaŃiile privind: principiul de bază pentru transferul și poziŃia în spaŃiu a ansamblului; alegerea roboŃilor și a echipamentului de sudare și alocarea lor pe linie; condiŃiile generale de mediu. SpaŃiul disponibil de amplasare și de lucru a RI, a dulapurilor de comandă și a grupurilor hidraulice este foarte important, mai ales, când se implementează celule sau sisteme flexibile de asamblare a caroseriilor prin sudare în construcŃii industriale (secŃii, ateliere) existente.

Studiul tehnico-economic al variantelor pentru definirea structurală a liniei tehnologice flexibile pentru cazurile concrete va fi finalizat prin stabilirea variantei optime, care îndeplinește cel mai înalt grad de oportunitate tehnico-economică.

5.3.1 Analiza structurală a RI și a celulelor flexibile pentru asamblarea prin sudare a caroseriilor

În industria constructoare de automobile la asamblarea prin sudare a caroseriilor și cabinelor se folosesc RI pentru sudare prin rezistenŃă (SR), în puncte (cu cap de sudare cu electrozi cilindrici), în linie (cap de sudare cu role) sau cu arc în mediu protector.

RI utilizaŃi trebuie să aibă un mecanism generator de traiectorie cu trei grade de libertate, iar mecanismul de orientare două sau trei grade de libertate, astfel încât cleștele/capul de sudare să poată fi poziŃionat în cât mai multe variante și poziŃii faŃă de produsul de sudat. În cazul sudării cu arc reperele sunt: punctul de intersecŃie a axei capului de sudare cu axa de simetrie a rostului de sudare și axa geometrică a capului de sudare.

RI utilizaŃi la sudare sunt acŃionaŃi printr-un sistem electric sau hidraulic, comanda automată fiind asigurată la SR în puncte printr-un program punct cu punct, iar la sudarea cu arc programul este multipunct sau cu traiectorie continuă. Sistemul de comandă automată al RI utilizaŃi pentru sudarea cu arc trebuie să aibă în program instrucŃiuni care să asigure mai multor treceri sau a mișcării oscilatorie de "Ńesere" a cusăturii, dacă acestea sunt necesare.

Programarea RI utilizaŃi la sudare se realizează prin instruire cu telecomandă sau prin instruire cu dirijarea directă a mișcării punctului caracteristic aferent cleștelui (capului) de sudare după un șablon de hârtie pe care sunt marcate punctele de sudură (segmentele și arcele pe care trebuie să le parcurgă punctul caracteristic). În primul caz se utilizează panouri de programare cu butoane și întrerupătoare (sistemul "teach pendant"). În acest caz există posibilitatea rebutării produsului de asamblat datorită slabei calităŃi a sudurilor realizate în cursul perioadei de instruire.

Programarea prin dirijarea directă a mișcării capului (cleștelui) de sudare după șablon reduce cheltuielile în perioada de instruire a RI. Nivelul inteligenŃei artificiale a sistemului de comandă al RI utilizat la sudare depinde în mare măsură de precizia asigurată de dispozitivele periferice și de cea dimensională a pieselor sau subansamblurilor de sudat. În cazul utilizării dispozitivelor periferice și a unor piese de asamblat precise se poate asigura reproductibilitatea mișcărilor "învăŃate" prin instruire, la fiecare operaŃie de sudare. Cum în producŃia de serie precizia dispozitivelor periferice și a reperelor de sudat poate avea câmpuri mai largi de dispersie, apare ca absolut necesară corectarea adaptivă a mișcărilor programate în prealabil, informaŃiile pentru sistemul de comandă fiind furnizate de senzori, inductori de contact, video sau video cu laser. Corectarea parametrilor de intrare/ieșire în sistemul de comandă se face în buclă închisă pentru roboŃii convenŃionali.

Senzorul inductiv cu contact pentru urmărirea rostului de sudare Figura 5-2, este purtat de dispozitivul de prehensiune al RI la o anumită distanŃă înaintea capului de sudare și sesizează geometria reală a zonei de sudare.

Figura 5-2 Traductor inductiv cu contact 1- rost de sudare; 2 – senzor; 3 – cusătura; 4 – cap de sudare

Mișcarea capului de sudare este corectată pe baza informaŃiilor culese de senzor și memorate de sistemul de comandă al RI. În cazul căutării poziŃiei rostului de sudare cu ajutorul dispozitivului de oscilare a capului de sudare se măsoară analogic rezistenŃa electrică a arcului de sudare, dar în acest caz operaŃia de căutare poate avea loc doar când arcul de sudare este amortizat. Schema urmăririi operaŃiei se sudare cu arc cu ajutorul unui senzor video, integrat într-un dispozitiv de recunoaștere a formei/poziŃiei produselor este prezentată în Figura 5-3. RI echipaŃi cu senzori își pot corecta "adaptiv” mișcările programate prealabil și în funcŃie de deformările elastice și termice ale pieselor, care se asamblează prin sudare.

RI utilizaŃi în operaŃii de sudare pot avea și o comandă mixtă. În acest caz operatorul uman, care urmărește executarea punctelor sau cusăturii sudate, are posibilitatea de a deplasa, după o direcŃie orizontală sau verticală, cleștele sau capul de sudare, în raport cu poziŃia (traiectoria) programată în funcŃie de abaterile constatate ale pieselor caroseriei ce se asamblează prin sudare.

Figura 5-3 Senzor video în acŃiunea de urmărire a operaŃiei de sudare; 1 – cap de sudare; 2 – senzor video; 3 – piese (ansamblu) de sudat

5.3.2 Linii robotizate de sudare a caroseriilor auto

Liniile robotizate, Figura 5-4, pentru sudarea în puncte și cu arc electric a reperelor și subansamblurilor care intră în construcŃia caroseriilor (cabinelor) auto sunt sisteme de fabricaŃie deosebit de complexe și necesită investiŃii foarte ridicate. Datorită flexibilităŃii ridicate a RI se realizează coeficienŃi de recuperare de 75…90% la schimbarea caroseriilor, ceea ce îi determină pe marii producători de automobile să înlocuiască sudarea manuală, mecanizată și uneori chiar și cea multipunct cu celule flexibile de sudare robotizate (tabelul 5.1.).

Tabelul 5.1.

Figura 5-4 Linie robotizată de asamblare a pereŃilor laterali; 1 – alimentare manuală; 2 – post de sudură cu CO2; 3 – post de descărcare automat; 4 – alimentare automată; 5 – post descărcare; 6 – ramă pentru prindere și mutare ; 7 – conveior electric aerian

Posturile de sudare multipunct reprezintă investiŃii foarte mari și de aceea ele nu pot fi înlocuite decât după recuperarea cheltuielilor; în plus ele sunt mai compacte decât echivalentul de posturi robotizate, deci pentru robotizare este necesar un spaŃiu suplimentar și reproiectarea halelor do fabricaŃie.

Liniile flexibile robotizate pentru sudarea caroseriilor sunt realizate într-o diversitate mare, în funcŃie de roboŃii utilizaŃi la sudare și concepŃia sistemică a proiectanŃilor liniei tehnologice de asamblare prin sudare.

Un sistem flexibil destinat robotizării operaŃiilor de sudare cu arc electric în mediu de gaze protectoare a cadrului șasiu de autoturism tot – teren LAND ROVER, a fost implementat în ultimii ani. Linia are în componenŃa sa 12 RI conectaŃi între ei prin intermediul unui sistem automatizat de manipulare, constituind linia de fabricaŃie principală. La cei 12 RI principali se adaugă alŃi 4 RI suplimentari utilizaŃi pentru executarea pieselor de schimb, sudurii subansamblelor, experimentărilor și în scopul instruirii personalului. Sistemul a fost perfecŃionat în permanenŃă pe baza unui program care a cuprins asigurarea toleranŃelor dimensionale ale formei și poziŃiei reciproce; programarea procesului, care să permită funcŃionarea lui în cazul defectării unui RI; repetarea trecerii la depunerea cordonului de sudură; perfecŃionarea sistemului de comandă și asigurarea identificării cu rapiditate a defecŃiunilor; perfecŃionarea procesului de sudare; selectarea roboŃilor și dispozitivelor de prindere; optimizarea spaŃiilor de lucru necesare pentru asigurarea condiŃiilor de securitate a muncii; asigurarea continuităŃii în aprovizionarea cu piese de schimb; ridicarea nivelului de fiabilitate a sistemului și a calificării personalului tehnico-ingineresc care îi deservește.

Cele șase etape pe care ar trebui să le rezolve orice firmă constructoare sunt:

ConcepŃia, proiectarea și implementarea unui SFF de la simplu la complex, cu dezvoltarea lui în trepte în scopul perfecŃionării;

Simularea pe calculator, în faza de proiectare a SFF, și evaluarea gradului de flexibilitate optim ce trebuie asigurat;

Utilajele instalate să fie fiabile, adică să fi fost supuse încercărilor prescrise și să nu fie modele experimentale;

Reproiectarea pieselor și subansamblelor cadrului șasiu și caroseriilor în vederea sudării lor automate și robotizate;

Să se asigure calitatea superioară privind precizia necesară a pieselor componente obŃinute prin presare la rece și prin prelucrare mecanică;

Necesitatea instruirii temeinice a personalului de deservire și de întreŃinere pentru a putea rezolva concret problemele, uneori complexe, în funcŃionarea SFF.

Un sistem flexibil pentru realizarea a două ansambluri, în trei variante, pentru caroseria unei familii de autoturisme este prezentat în Figura 5-5 și Figura 5-6. Linia flexibilă asigură o productivitate de 160 ansambluri cadru – planșeu/oră; câte 90 din fiecare variantă).

Figura 5-5 Linie flexibilă de fabricaŃie cu roboŃi și transportor

Figura 5-6 Schema unei linii flexibile de sudură pentru trei tipuri de caroserii

O soluŃie interesantă de asigurare a transferului într-un sistem flexibil da asamblare prin sudare este cea prezentată în Figura 5-7 și Figura 5-8, în care se utilizează sistemul TELETRAC de transfer cu cărucioare automate comandate în câmp de înaltă frecvenŃă.

Figura 5-7 StaŃie de sudură prin puncte

Figura 5-8 Sistem flexibil de fabricaŃie; 1, 2 – ansambluri ale părŃii spate a caroseriei; 3 – linie pentru cadrul spate; 4 – palet de schimbare; 5 – staŃie de sudură; 6 – palet de retrimitere la linia pentru modelul A; 7 – palet de retrimitere la linia pentru modelul B; 8 – traseu de aducere de la linia pentru planșeu; 9 – linie pentru partea inferioară spate; 10 – robot IR 622/100; 11 – robot IR 161/60; 12 – palet de retrimitere la linia pentru modelul B; 13 – ascensor.

Uneori în structura liniilor flexibile se prevăd depozite – stocatoare pentru diferitele variante de subansamble ce trebuie asamblate.

5.3.3 Sistemul flexibil TAURO de asamblare automată prin sudare a caroseriilor auto

Sistemul TAURO este universal, longitudinal, astfel conceput încât să permită utilizarea unei game largi de diferite tipuri de roboŃi. El se poate fabrica în două variante: linia de montaj suspendată și linia normală la nivelul podelei secŃiei. Lungimea sistemului poate atinge 40 m, sau ceva mai mult.

Acest SFF poate fi prevăzut opŃional, cu dispozitive de transport suspendate longitudinale sau laterale pentru manipularea automată a pieselor în timpul ciclului. Ce oferă nou sistemul TAURO faŃă de alte sisteme flexibile existente? El reprezintă o realizare inovatoare, care permite rezolvarea tuturor problemeior legate de sudarea prin puncte a pieselor și ansamblurilor de dimensiuni foarte mari și de modificarea volumului de producŃie. RoboŃii proiectaŃi special pentru executarea operaŃiilor de sudare prin puncte, în combinaŃie cu roboŃii fabricaŃi de firma Bisiach și Baruu, au două sau mai multe încărcătoare de clește (pistolet) de sudare. RI Bisiach și Baruu dispun de transformatoare rotative, capete de lucru tubulare cu trei grade de libertate, care permit trecerea prin ele a cablurilor și pot utiliza capete de sudare cu pistolete duble.

RI obișnuiŃi utilizaŃi până în prezent nu sunt prevăzuŃi cu dispozitive de schimbare a pistoletelor, fapt ce a determinat utilizarea unui număr de roboŃi egal cu cel al tipurilor de pistolete necesare sudării diferitelor secŃiuni ale caroseriilor (cabinelor). În consecinŃă linia robotizată a fost utilizată doar parŃial, iar investiŃiile masive nu pot avea nici o justificare tehnologică și tehnico-economică.

În condiŃiile oferite de sistemul TAURO, datorită flexibilităŃii totale conferite de interschimbabilitatea pistoletelor de sudare, există posibilitatea instalării unei linii mai scurte și mai simple în vederea asigurării unei volum de producŃie dat la un nivel de cost mai scăzut. Pe de altă parte, sistemul TAURO asigură automatizarea integrală a montajului caroseriilor (cabinelor) în condiŃiile unui volum de producŃie scăzut. Acest sistem polivalent asigură posibilitatea unei largi flexibilităŃi, se pot asambla prin sudare în puncte (cu arc electric și chiar nituiri) caroserii de autoturisme, autoutilitare și autobuze, în serie mică, precum și cabine de autocamioane și tractoare, tot în serii reduse.

Varianta cu portal (suspendat) are în componenŃa sa o pistă mobilă pe care se pot deplasa unul, doi dau mai mulŃi roboŃi, care pot fi montaŃi, atât lateral cât și vertical. Sistemul este adecvat pentru fabricarea caroseriilor de autobuze, cabinelor pentru autocamioane și tractoare, precum și vehiculelor militare.

Varianta liniară este constituită din una sau două navete de dimensiuni mai reduse montate pe podea, fiecare fiind prevăzută cu un RI. Această variantă se aplică la sudarea ansamblelor și subansamblelor de dimensiuni mai reduse.

Sistemul TAURO se va aplica, în mod special, în cazurile următoare:

în faza de lansare în producŃie a unui nou model de autoturism, înaintea punerii la punct a principalelor linii de fabricaŃie;

în cazul reducerii succesive a fabricaŃiei unui produs dat (când liniile de fabricaŃie trebuie demontate deoarece menŃinerea lor în funcŃiune ar fi prea costisitoare în condiŃiile reducerii volumului de producŃie sub pragul de rentabilitate);

la fabricarea mașinilor sport, modelelor de automobile fabricate la comandă, vehiculelor de teren, camioanelor ușoare, ambulanŃelor, camioanelor, tractoarelor și autobuzelor.

Randamentul sistemului TAURO în practică poate ajunge la 85…90%, în timp ce o linie de fabricaŃie robotizată "convenŃională", proiectată să execute o productivitate identică (45 caroserii pe oră), nu poate depăși 62,5% la un timp ciclic de 80 s și un timp de transfer de 30 s. Avantajele financiare sunt evidente.

Robotul cu portal TAURO poate fi utilizat cu succes, în calitate de robot de rezervă, la capătul oricărui tip de linie de sudare robotizată, indiferent de provenienŃa acesteia. Robotul poate fi echipat cu o magazie cartuș conŃinând mai multe pistolete dând astfel posibilitatea acestuia să preia sarcinile oricărui RI scos din funcŃiune pentru revizie sau reparare ca urmare a unei defecŃiuni.

Sistemul flexibil robotizat "FATA" pentru asamblarea automată, a caroseriilor autovehiculelor

Grupul de firme europene "FATA", producătoare de automobile din care reprezentativă este "FATA New Hunteer Engineering SpA-Italy" a realizat linii tehnologice flexibile robotizate pentru sudarea caroseriilor de automobile implementate în toate cele trei uzine care fac parte din grupul industrial. Pe aceste linii se asamblează 80 caroserii pe oră, fiecare corp de caroserie având 580 puncte de sudură.

Proiectul tehnologic de organizare a acestor linii, realizat în concordanŃă cu cel de construcŃie a automobilului, prevede ca sistemul flexibil robotizat să fie format din linii simple, din postul de recepŃionare a cadrului planșeu asamblat până la staŃia de imprimare a seriei șasiului și de încărcare a pereŃilor laterali și caroseriei și ale unor repere (piese) auxiliare. De aici liniile de sudare devin duble și parcurg următoarele etape: asamblarea finală prin sudare a pereŃilor laterali și caroseriei; încărcarea pavilionului caroseriei; asamblarea finală prin sudare a pavilionului.

StaŃia cea mai importantă, considerată ca fiind "inima instalaŃiei", este cea în care se face asamblarea finală prin sudare a pereŃilor laterali ai corpului caroseriei. Ea este denumită "FATA – Gate" ceea ce s-ar traduce, destul de liber "Poarta (portalul) – FATA".

Încărcarea și evacuarea caroseriilor în cadrul posturilor de lucru este de tipul "ridică și deplasează". Prinderea caroseriilor în poziŃia de lucru pe posturi se realizează prin intermediul unor dispozitive adaptabile la diferite modele. Dispozitivele decuplează caroseria de pe sanie în cursul transferului acesteia, poziŃionând-o corect în spaŃiu. Fiecare sanie dispune de o placă magnetică purtând codul modelului, ceea ce permite stabilirea, în prealabil, a dispozitivelor corespunzătoare modelului de la posturile tehnologice. Deci, postul de asamblare finală a pereŃilor laterali știe în prealabil tipul caroseriei ce se află în procesul asamblării și, deci, poate selecta perechea de dispozitive laterale corespunzătoare.

Ciclul de lucru al sistemului "FATA" este controlat automat prin intermediul a două regulatoare programabile (PLC). Unul din acestea comandă și controlează elementele de prindere ale dispozitivelor de asamblare laterale, iar celalalt controlează desfășurarea dialogului cu RI de sudare și mișcările în cadrul sistemului de manevrare "ridică și deplasează". Regulatoarele PLC, ca și celelalte de pe linie, dialoghează cu sistemul central de control, coordonare și diagnosticare a funcŃionării liniei în ansamblu, care la rândul lui este cuplat și dialoghează cu calculatorul care controlează întreaga secŃie. "FATA" implementează robocarele (AGV-urile) la sudarea caroseriilor cu ajutorul RI.

Sistemele flexibile pot realiza o productivitate de 100 caroserii/oră, cu 400 puncte executate pe fiecare caroserie. În structura acestora intră, o instalaŃie de aducereevacuare; trei staŃii de conformare, fiecare cuprinzând câte 6 RI; două linii de asamblare finală.

Întregul sistem este echipat cu 34 RI din care 18 RI în posturile de conformare și 16 RI în cele de asamblare finală.

Fiecare ansamblu are posibilităŃi de acces la cele 8 posturi de sudare și structurează cele două linii de asamblare finală.

5.4 Fabricarea cabinelor auto

Elementele componente ale cabinei se execută prin deformare plastică la rece cu procedee clasice sau neconvenŃionale, pe prese sau instalaŃii speciale.

Semifabricatele se prezintă, de regulă, sub formă de table laminate(A2, K03, A3KO3), cu grosimea de 1-2 mm.

Piesele ambutisate sunt sudate prin puncte, cu laser sau în mediu de gaz protector în vederea realizării unor subansambluri (podeaua, capota motorului, suportul scărilor, spatele cabinei, rama parbrizului, pereŃii frontali și laterali, acoperișul cabinei, aripile, ușile, masca radiatorului, ș.a. Figura 5-9, care la rândul lor se constituite în elemente componente ale caroseriei, cabinei. Locurile de îmbinare a elementelor structurale pentru cabina unui autocamion sunt prezentate în Figura 5-10.

Toate elementele de exterior sunt dominate de linii armonioase, rotunjite. De cele mai multe ori se evită îmbinările la 90°. Dacă, totuși, apar ele sunt mascate cu colŃare sau scuturi. Reperele componente și subansamblele, înainte de a fii îmbinate, sunt fixate în dispozitive speciale, care le asigură o bună poziŃionare și împiedică deformarea.

Controlul interoperaŃional și final se face cu machete.

Figura 5-9 Piesele cabinei (caroseriei) asamblate prin sudare

Figura 5-10 Locurile de îmbinare a cabinei F7L – 40

Componentele carcaselor cabinelor se fixează cu elemente mecanice și pneumatice în leagănul de asamblare.

Elementele care formează carcasele, la cotele dimensionale, se îmbină cu sudură prin puncte. Etanșarea îmbinărilor sudate se face cu PLASTISOL 6.

Pentru reducerea zgomotului transmis de la calea de rulare, pe podeaua cabinei se aplică peste stratul de antifon, cu grosimea de 2 – 3 mm, plăci fonoizolante. După operaŃiile de antifonare și etanșare, la îmbinările profilurilor parbrizului și în zona care prezintă denivelări se aplică chit poliesteric, care după uscare se șlefuiește cu hârtie abrazivă cu granulaŃia de 280 – 400. Carcasele, spălate cu apă și uscate cu aer cald, sunt introduse în cabina de vopsire, unde se aplică emailurile sub forma a două straturi perpendiculare. Zvântarea se produce spontan, pe parcursul transportului, cu o viteză de 0,8 m/min, într-un tunel cu lungimea de 8 m. Uscarea se face la temperatura de 430 – 440 K într-un cuptor. Lungimea cuptorului este de 23 m, iar viteza transportului de 0,7 – 1,0 m/min.

Controlul calităŃii se face, cu ochiul liber, sub un portal puternic luminat.

Îmbinările prin sudură în mediu de gaz protector, se execută după ce carcasele sunt scoase din leagănul de asamblare.

După efectuarea sudurilor, îmbinările și suprafeŃele exterioare sunt retușate cu mașini de șlefuit, echipate cu discuri cu granulaŃie 30 – 80. Această operaŃie este urmată de montarea aripilor, ușilor, balamalelor, măștii radiatorului, etc.

ANALIZA COSTURILOR DE FABRICAłIE A CAROSERIILOR

6.1 De la tehnica de sudare prin strivire cu role la tehnologia SOUMA

Utilizarea semifabricatelor adaptate la sarcină, numite și „Tailored Blanks” (semifabricate executate la comandă specială” devine din ce în ce mai importantă în construcŃia caroseriilor de automobile. Ea face referire la sudarea pieselor, care prezintă diferenŃe în ceea ce privește materialul (grosimea, densitatea). La nivelul anului 2000 au fost executate în Europa mai mult de 32 milioane de cordoane de sudură, în acest domeniu de utilizare, ceea ce, în materie de semifabricate reprezintă o producŃie de 900 tone de oŃel pe zi.

La sudarea caroseriilor se aplică două procedee de sudare: cu laser și cea prin rezistenŃă, cu role de presare.

Soudronic, cu cele 6000 de instalaŃii de sudare cu role vândute pe plan mondial, a dezvoltat un procedeu exclusiv pentru acest domeniu de utilizare, sub denumirea SOUMA (Soudronic Mash – sudare prin presare), precum și utilaje corespunzătoare de sudare a semifabricatelor îmbinate (cap la cap). Procedeul SOUMA se caracterizează printr-o adaptare optimă, precisă și stabilă a manevrării pieselor de prelucrat în timp ce rolele de sudură sunt răcite în interior într-o manieră optimă. Totul este cuplat printr-o comandă specială, la cordonul de sudură, cu un control precis al procesului. Acesta din urmă permite un indice de eroare al lotului de semifabricate terminate la sfârșitul lanŃului de sudare care tinde spre zero.

Avantajele calitative și cantitative ale tehnologiei semifabricatelor îmbinate cap la cap în raport cu tehnologia clasică de fabricaŃie – cu un număr mai mare sau mai mic de elemente formate sau de consolidări sudate asamblate cu lanŃuri de sudură în puncte într-o unitate de asamblare sunt diverse și au fost abordate în diferite publicaŃii.

Pentru un constructor de automobile care trebuie să stabilească introducerea unei tehnologii noi, este evident că preŃurile (costurile) de fabricaŃie directe, simplu de

calculat, ocupă un loc foarte important. Este de asemenea de înŃeles că furnizorii de mașini și instalaŃii de fabricare a semifabricatelor adaptate la sarcină se străduiesc nu numai să îmbunătăŃească metodele pe plan tehnologic ci, în egală măsură, să găsească soluŃii care să permită scăderea costurilor de fabricaŃie.

6.2 Structura costurilor de fabricaŃie a semifabricatelor îmbinate

Structura costurilor de fabricaŃie la sudarea industrială a semifabricatelor cu o instalaŃie automată de sudură este descrisă în tabelul de mai jos:

Tabelul 6.1

ConsideraŃiile financiare de mai jos se bazează pe această descriere. Ea permite degajarea imediată a principalelor posibilităŃi de economie în ceea ce privește fabricarea și – ceea ce este la fel de important – modul de a exploata utilajele în vederea scăderii cheltuielilor. Exemplul se referă la procesul de fabricaŃie SOUMA care utilizează aparate de sudare a semifabricatelor Soudronic din cea mai nouă generaŃie. În unele cazuri se impune sudarea cu laser ca variantă care se justifică din punct de vedere tehnic, în comparaŃie cu sudarea semifabricatelor îmbinate (cap la cap) prin tehnica SOUMA (prin presare).

În toate cazurile în care cele două procedee sunt utilizate din motive tehnice, costurile de producŃie, de investiŃie și de fabricaŃie pot decide în ultimă instanŃă varianta optimă.

Pentru Soudronic, în urma studiilor aprofundate efectuate în domeniul sudării cu laser și a construirii propriilor aparate de sudare cu laser, este evident că sudarea semifabricatelor prin presare, care avantajează fabricarea, prezintă potenŃialul economic cel mai ridicat. În plus introducerea metodei „semifabricate îmbinate„ este mult mai simplă cu tehnologia de sudare prin strivire cu role SOUMA comparativ cu sudarea cap la cap cu laser, după cum arată și Figura 6-1. Soudronic a descris experienŃele făcute și a constatat acest lucru.

Figura 6-1 mostră de semifabricat pentru analiza costurilor de producŃie

Pentru a facilita prezentarea și a nu scăpa din vedere ansamblul, consideraŃiile de cost au fost făcute pe baza unui semifabricat – tip, în funcŃie de tehnologie.

Compararea costurilor de fabricaŃie de mai jos, între o instalaŃie SOUMA din anii 80 cu una din anii 90, permite demonstrarea a ceea ce s-a realizat cu noile dezvoltări ale Soudronic în domeniul scăderii costurilor. Dezvoltarea aparatelor de sudare a semifabricatelor îmbinate Soudronic se extinde pe două generaŃii de aparate SOUMA. În tabelul 6.2 se prezintă gama actuală de aparate și caracteristicile esenŃiale ale materialului care urmează a fi sudat.

Pentru analiza costurilor de fabricaŃie se impune explicarea diferenŃelor fundamentale care există între cele două tipuri de aparate de sudare a semifabricatelor îmbinate SOUMA, RPL și RPQ. Nu se insistă asupra aparatului RC2 – PL, fiind vorba de un aparat de sudare a semifabricatelor construit pentru fabricarea de serii mici, cu performanŃe limitate ale sudării și un grad minim de automatizare.

Tabelul 6.2 Caracteristicile aparatelor SOUMA

6.2.1 InstalaŃiile de sudare a semifabricatelor îmbinate SOUMA cu aparatele de sudare de tip RPL

Modelul RPL a fost construit pentru sudarea semifabricatelor destinate pieselor de structură care preiau sarcini ridicate, în condiŃii industriale, pentru fabricaŃia de serie mare.

Cum lungimile cordoanelor de sudură nu depășesc în mod normal 1000 mm, acest aparat a fost echipat cu un cărucior (sanie) de înaintare a semifabricatului care se poate deplasa maxim 1000 mm. Unul din obiectivele principale ale acestei construcŃii a fost obŃinerea unei sincronizări optimizate între utilaj și controlul operaŃiei, o soluŃie unică pe plan mondial în acest domeniu. Pe de altă parte, aparatul a fost construit pentru a prezenta flexibilitatea și gradul de automatizare cele mai ridicate în raport cu periferia corespunzătoare. Studiu comparativ al costurilor, prezentat în continuare, se bazează pe instalaŃii executate la sfârșitul anilor '80 și începutul anilor '90 cu două RPL cuplate.

Două semifabricate dispuse unul în spatele celuilalt sunt sudate în același timp printr-o singură deplasare a căruciorului de sudare. FrecvenŃa orară de lucru este de 14,4 sec./produs pentru acest model de instalaŃie.

6.2.2 InstalaŃii de sudare a semifabricatelor îmbinate SOUMA cu aparate de sudare de tip RPQ.

Aparatele RPQ, Figura 6-2, fac parte din generaŃia anilor '90. Comparativ cu tipul RPL, aparatul RPQ se distinge, în primul rând, prin trecerea semifabricatelor transversal spre chesonul propriu – zis al mașinii, între rolele de sudare. Această soluŃie permite o producŃie practic continuă. Lungimile cordonului de sudură pot fi mărite cu această ocazie până la 2500 mm. Rolele de strivire suplimentară pot fi montate opŃional, fără a se renunŃa la standardul ridicat de control al procesului și la flexibilitate.

Schema de ansamblu a instalaŃiei a fost adoptată la noul aparat. InstalaŃia permite de acum înainte sudarea printr-o singură deplasare a 4 în loc de 2 semifabricate. Pentru a evita ca deplasarea mai rapidă a semifabricatelor să modifice investiŃiile, partea periferică a fost simplificată, fără a afecta securitatea procesului și performanŃele. Astfel de simplificări încep cu reazemele plăcii în zona de încărcare, dispozitivele de prindere și transport și continuă cu staŃiile de sudură și ungere optimizate pe plan economic, până la staŃiile de recepŃie – primire și stivuire la sfârșitul lanŃului de producŃie. ComparaŃia de mai jos a costurilor se referă la schema de ansamblu a instalaŃiei din Figura 6-2 cu 2 RPQ cuplate și o unitate de putere UNISOUD.

Ansamblul de măsuri luate a permis scăderea cu 11 % a cheltuielilor de investiŃii a instalaŃiei comparativ cu cele de tipul RPL – 2A.

Datorită celor 4 semifabricate dispuse unul după altul, frecvenŃa pe semifabricat este de numai 10,4 secunde, ceea ce înseamnă o creștere importantă a producŃiei (cu 38% faŃă de instalaŃiile din anii '80).

Figura 6-2 Sistem automat de sudare de tip RPQ – 2 – A cu două aparate de sudare pentru îmbinarea subansamblelor formate din trei piese

6.3 Compararea cheltuielilor de investiŃie și de producŃie.

Compararea costurilor se utilizează pentru instalaŃii complet automatizate cu două aparate de sudare cuplate. Se consideră costurile nete de fabricaŃie de la plăcile aduse la instalaŃie, tăiate, până la semifabricatele sudate, asamblate, gresate și așezate pe rafturi / suporturi la sfârșitul operaŃiilor de sudare.

ConsideraŃiile economice nu includ cheltuielile de material, cheltuielile rezultate din debitarea / decuparea plăcilor (de montaj), cele de antrepozitare, de asamblare și alte operaŃii precum fasonarea.

Ca indici de producŃie, se consideră cifrele clasice pentru industria de automobile. Efectivul de personal și calificările acestuia (costurile) sunt aceleași pentru toate cazurile comparate. Tabelul de mai jos reflectă indicii de producŃie adoptaŃi.

Tabelul 6.3 Indicii de producŃie adoptaŃi

Examinarea structurii costurilor de fabricaŃie se realizează după schema instalaŃiilor de producŃie cu grad înalt de automatizare. Aproximativ 2/3 din costurile de fabricaŃie sunt reprezentate de cheltuielile pentru investiŃii (amortizare și dobândă pe capital). În momentul schimbării generaŃiei de utilaje se impune studierea atentă a acestor costuri. Dezvoltarea noului aparat de sudură a semifabricatelor și în special randamentul mai ridicat al acestuia, dublat de simplificarea simultană a schemei instalaŃiei au permis scăderea costurilor de investiŃie pe semifabricat. Figura 6-3 arată această relaŃie în mod elocvent. ProducŃia mai ridicată pe unitate determină, totuși, creșterea părŃii ce revine cheltuielilor de producŃie de la 9% la 13 %. Acesta este motiv în plus pentru a analiza aceste cheltuieli în amănunt.

Figura 6-3 Compararea costurilor de producŃie pe semifabricat sudat cu două tipuri diferite de utilaje și instalaŃii

6.4 Costurile procesului de fabricaŃie

6.4.1 UNISOUD – noua unitate de putere Soudronic

UNISOUD ( Sudare universală) este o nouă unitate de putere fabricată de Soudronic, special pentru aparatele de sudură cu role. Ea constă dintr-un convertizor static de frecvenŃă și curent. ConstrucŃia sa specială permite unităŃii UNISOUD să furnizeze, ea însăși necesarul de curent reactiv specific tuturor aparatelor electrice de sudură. Factorul putere „cos(φ)” crește, înfuncŃie de construcŃia aparatului, de la aproximativ 0,3 la 0,9. Aceasta înseamnă că utilizatorul unui aparat de sudură cu role Soudronic, dotat cu o unitate de putere UNISOUD, trebuie să suporte cheltuieli de instalaŃie și de energie electrică net mai scăzute, ceea ce contribuie la scăderea cheltuielilor.

În funcŃie de construcŃia aparatului de sudură cu role, frecvenŃa poate varia până la 1000 Hz. Curba de curent este produsă la o lăŃime a modulaŃiei impulsului de 16 kHz după programul prescris, conform situaŃiei de sudare respective. Poate fi vorba de o sinusoidă clasică sau de altă formă de curbă, de exemplu cu sarcină de vârf.

În Figura 6-4 se prezintă, pe lângă o formă de curent sinusoidal un exemplu de curbă creată de UNISOUD.

Aparatele de sudură cu role racordate la reŃeaua de curent alternativ sunt în mod normal cuplate la reŃeaua de curent de sudare prin intermediul unei unităŃi de putere cu tiristor alimentată în curent bifazat.

Figura 6-4 Curbe de curent sinusoidal, clasică (sus) și creată de aparatul UNISOUD (jos)

Aparatele de acest gen, echipate cu o unitate de putere UNISOUD, sunt racordate la reŃeaua de curent trifazat. Pentru utilizator, aceasta înseamnă o sarcină simetrică a reŃelei, deci randamentul de sudare este repartizat pe toate cele trei faze, și nu în mod asimetric pe două, cum este cazul aparatelor de sudură clasice cu tiristor.

6.4.2 InfluenŃa unităŃii de putere UNISOUD asupra costurilor procesului de fabricaŃie

Dată fiind îmbinarea strânsă prin care este manevrat semifabricatul ce urmează a fi sudat toate aparatele de sudură prin rezistenŃă prezintă o rezistenŃă inductivă relativridicată. Raportul dintre curentul activ și curentul aparent poartă denumirea de factor de putere. În cazul aparatului de sudură a semifabricatelor SOUMA considerat (de tip RPQ, în execuŃia sa bifazată cu unitate clasică de putere cu tiristor) factorul de putere este de 0,28. Dacă același aparat este echipat opŃional cu unitatea de putere UNISOUD, alimentarea cu curent se face simetric pe 3 faze. Datorită faptului că unitatea de putere UNISOUD își creează propriul curent reactiv, factorul de putere ajunge la 0,9.

Figura 6-5 ComparaŃia tipurilor de curent de sudare utilizate de UNISOUD și cele obișnuite

Pentru sudarea SOUMA a două bucăŃi de tablă cu grosimea de 2,25 mm și 2,75 mm, luate ca exemplu, este nevoie de o putere de sudare de aproximativ 362 kVA (putere aparentă) pentru un curent de sudare de 22,5 kA. Raportat la reŃeaua de alimentare cu curent, UNISOUD asigură reduceri mari de încărcare pe segment, după cum arată studiul comparativ de mai jos.

Tabelul 6.4

În Figura 6-6 se arată relaŃia între necesarul de curent electric și costurile de instalaŃie în cazul utilizării unui RPQ cu și fără unitate de putere UNISOUD.

Figura 6-6 ComparaŃie între consumul de putere al aparatului de sudură cu tiristor RPQ și același aparat echipat cu unitate de putere UNISOUD

Făcând abstracŃie de cheltuielile de investiŃie, net mai mici din punct de vedere al construcŃiei, care nu fac obiectul acestui studiu comparativ al costurilor, se obŃine în exemplul propus o reducere a necesarului de curent pe aparat de: 362 kVA – 113 kVA = 249 kVA.

Pentru o frecvenŃă de lucru de 10,4 secunde pe placă și o durată totală de sudare de 24 secunde pentru toate cele 4 semifabricate dispuse unul în spatele celuilalt, executate printr-o singură deplasare a căruciorului (saniei) de sudare obŃinem un regim de anclanșare a mașinii ED = 58%.

Pe de altă parte, dacă se admite că energia electrică este obŃinută la un preŃ de 0,087 euro/KVAh, rezultă pentru fiecare aparat, pentru o oră continuă de exploatare, economii la cheltuielile de fabricaŃie de:

249 KVA x 0,58 x 0.087 euro/KVAh = 12,56 euro/h

Pentru instalaŃiile cu două aparate de sudură cum este cazul exemplului ales, economiile costurilor de fabricaŃie se ridică la:

2 x 12,56 euro/h = 25,12 euro/h

Sau pentru un an cu 50 săptămâni de lucru, admiŃând o disponibilitate a instalaŃiei de 92%:

50 săptămâni x 15 echipe/săptămână x 8h/echipă x 25,12 euro x 0,92 = 138.662 euro/an.

Unitatea UNISOUD comparativ cu instalaŃia de sudare cu laser a semifabricatelor este în avantaj.

Dacă se iau în considerare costurile de fabricaŃie, cele de producŃie, energia electrică pentru sudare și răcire, necesităŃile de gaz de prelucrare și de gaz inert, precum și toate piesele care suferă uzură se constată că instalaŃia de sudare cu laser este cu până la 17 euro/oră mai costisitoare decât tehnica SOUMA cu UNISOUD.

Tehnologia SOUMA

Figura 6-7a ComparaŃia costurilor de producŃie

Tehnologie LASER

Figura 6-8b ComparaŃia costurilor de producŃie

6.5 Concluzii

Dorindu-se scăderea costurilor de fabricaŃie a semifabricatelor după procedeul SOUMA, schimbarea de generaŃie de la tipul RPL la RPQ cu noua unitate de putere Soudronic și noile concepŃii economice ale instalaŃiilor, au permis realizarea unui mare pas înainte.

Figura 6-9 ilustrează economiile realizate pe diverse grupe de cost pe semifabricat între instalaŃiile RPL din anii '80 (= 100%) și instalaŃiile RPQ din anii '90.

Global, progresul inovator descris duce la o reducere a costurilor de fabricaŃie pe semifabricat îmbinat de 37% comparativ cu semifabricatele executate cu instalaŃii de sudare a semifabricatelor SOUMA de tip RPL din anii 80.

În ciuda progresului tehnic descris mai sus, dezvoltarea metodei SOUMA nu se oprește aici pentru Soudronic. Actualele proiecte de dezvoltare au ca obiect creșterea utilităŃii obŃinută de client prin exploatarea tehnologiei SOUMA.

Figura 6-9 Reducerea costurilor prin tehnologii noi

COMPORTAMENTUL ÎN EXPLOATARE AL CAROSERIILOR

7.1 Tipuri de deteriorare a șasiului

Deteriorarea șasiului survine de obicei în urma unei coliziuni a autovehiculului, dar se poate ca o coliziune să nu afecteze întotdeauna șasiul. De obicei, direcŃia impactului oferă indicii asupra tipului de deteriorare a șasiului care trebuie căutat. De-a lungul anilor, producătorii de echipamente de reparat șasiuri și experŃii în domeniul coliziunilor au stabilit o metodologie pentru estimarea stricăciunilor produse la nivelul acestora în urma unei coliziuni. S-a stabilit că, în general 50% din coliziuni au ca efect deteriorarea părŃii frontale a autovehiculului, 40% au ca efect deteriorarea părŃii posterioare, iar 10% din coliziuni distrug partea centrală a autovehiculului. La cadru apar în exploatare următoarele defecŃiuni mai importante: deformarea, fisurarea, sau în final ruperea.

Deformarea cadrului se produce din cauza încărcării peste sarcina admisă a autovehiculului, dar mai ales din cauza unor accidente de circulaŃie. În cazul deformării cadrului autovehiculul nu mai are o Ńinută de drum corespunzătoare. Cadrul trebuie să fie perfect simetric faŃă de un plan vertical dus prin axa longitudinală, de aceea pentru control se vor măsura distanŃele în diagonală.

Controlul cadrului la autovehicule se poate face:

Vizual – acest tip de control constă în examinarea autovehiculului în zonele de îmbinări mecanice și în zonele vulnerabile în care pot apărea pliuri datorate deformaŃiilor;

Controlul geometriei trenului de rulare, Figura 7-1, – este singurul tip de control care oferă informaŃii dacă șocul suferit de autovehicul a afectat sau nu Ńinuta de drum a acestuia.

Figura 7-1 Controlul geometriei trenului de rulare

Controlul părŃii centrale a cadrului sau planșeului – au ca scop determinarea deformaŃiilor a părŃii centrale a șasiului, parte care constituie baza de plecare a controlului deformaŃiilor suferite de autovehicul. În acest caz se compară cotele EI = FJ și EJ = FI, Figura 7-2. Se observă poziŃionarea riglelor de măsurare în găurile existente în structura cadrului planșeu, în vederea măsurării cotelor care trebuie comparate;

Figura 7-2 Controlul părŃii centrale a cadrului

Controlul poziŃiei traversei frontale și fixării lonjeroanelor pe cadrul planșeu central Figura 7-3 – se face prin compararea cotelor CG = DH și CH = DG. Dacă lungimile (CH și DG, respectiv CG și DH) nu sunt identice trebuie controlată poziŃia punctului (3). Dacă poziŃiile punctelor (1) și (2) sunt corecte vor trebui corectate unghiurile trenului de rulare faŃă.

Figura 7-3 Controlul poziŃiei traversei faŃă

Controlul extremităŃilor lonjeroanelor spate, Figura 7-4, – se face prin compararea lungimilor EK = FL și EL = FK. Dacă există diferenŃe între cote vor trebui adoptate măsuri de reparare pe bancuri speciale de îndreptat sau prin înlocuirea pieselor din structură.

Figura 7-4 Controlul extremităŃilor lonjeroanelor spate

Controlul braŃelor suspensiei spate, Figura 7-5, – în acest caz se vor compara lungimile FM = EN. Dacă cele două diagonale nu sunt egale se vor înlocui braŃele de suspensie.

Aceste operaŃiuni trebuie să fie completate de controlul fixării braŃelor pe lonjeroane.

Figura 7-5 Controlul braŃelor suspensiei spate

Fisurarea și ruperea unui lonjeron sau a unei traverse a cadrului se produc în cazul încovoierilor repetate, datorită drumurilor neamenajate, cu denivelări mari. Repararea prin sudură sau așa-zisa ranforsare a lonjeroanelor rupte sau fisurate nu dă rezultate. indicându-se înlocuirea lonjeronului sau chiar a întregului cadru, deoarece oŃelul lonjeroanelor uneori nu este sudabil, iar reparaŃia prin sudură reduce din elasticitatea grinzilor, reapărând în același loc, alte fisuri, la scurt timp după reparaŃie. ÎntreŃinerea cadrului nu necesită operaŃii complicate din punct de vedere tehnologic. În afară de curăŃarea periodică făcută odată cu spălarea autovehiculului, cadrul se protejează prin ungere cu un amestec de petrol cu ulei prin pulverizare.

Pentru a evita oxidarea prin ruginire, cadrul se va vopsi periodic după o prealabilă grunduire cu miniu de plumb, urmată de o curăŃare corespunzătoare a acestuia.

7.1.1 DeformaŃii ale părŃii centrale a șasiului

Deoarece partea centrală a șasiului este cel mai puŃin probabil să fie deteriorată în urma coliziunii, este normal ca ea să fie prima cercetată, în cazul în care aceasta se dovedește a fi nedeteriorată, ea servind drept referinŃă pentru măsurătorile ulterioare. Asupra secŃiunii centrale a șasiului pot apărea patru tipuri de deformaŃii, dar nu toate deteriorează lonjeroanele. Aceste tipuri de stricăciuni sunt:

deformaŃia romboidală; răsucirea; îndoirea lonjeroanelor în sus sau în jos; îndoirea laterală a lonjeroanelor.

DeformaŃia romboidală

Reprezintă o abatere de la coaxialitate, care apare atunci când forŃa impactului a determinat un lonjeron să se deplaseze axial faŃă de celălalt, provocând o deplasare a caroseriei faŃă de șasiu. Rezultat al impactului în dreptul unui colŃ al autovehiculului, deformaŃia romboidală se observă prin spaŃiul inegal dintre bara din spate și panoul spate al autovehiculului. În partea de dedesubt a autovehiculului, deformaŃia romboidală se manifestă prin deformarea buloanelor de fixare a caroseriei, pe o singură parte a autovehiculului lovit. De asemenea, imediat după accident un alt indiciu al acestui tip de deformare este faptul că stratul de praf, noroi, etc. depus pe șasiu va fi fisurat în dreptul îmbinării dintre traverse și lonjeroane, în locul în care are loc deformaŃia.

Figura 7-6 DeformaŃia romboidală, rezultat al coliziunii frontale

De obicei, acest tip de deformare a șasiului apare la cadrele de tip dreptunghiular, care, prin forma și construcŃia lor, sunt mai predispuse la acest tip de deformaŃie.

Cea mai simplă metodă de determinare a mărimii deformaŃiei romboidale este măsurarea și compararea dimensiunilor A și B, Figura 7-6, măsurători care se fac între găurile de fixare de pe cadru, deoarece aceste găuri sunt simetric plasate pe cele două lonjeroane ale cadrului. Se pot utiliza drept repere pentru măsurare și niturile, dar acestea pot introduce erori de măsurare datorită faptului că nu întotdeauna capul nitului este plasat exact deasupra centrului găurii de fixare.

Răsucirea

Acest tip de deformare a șasiului apare de obicei la autovehicule care, în cazul unui accident, se răstoarnă, iar în urma accidentului se observă ridicarea în plan vertical a unui lonjeron faŃă de celălalt, Figura 7-7. Un vehicul care are șasiul răsucit nu va mai sta perfect orizontal pe șosea. Însă același efect îl poate avea de asemenea și un arc “moale” sau chiar rupt. O metodă simplă de determinare a cauzei pentru care autovehiculul nu stă orizontal pe șosea este aceea de a ridica pe cric (amplasat în centrul punŃii), pe rând partea din faŃă a autovehiculului, apoi pe cea din spate. Dacă în ambele cazuri, autovehiculul stă orizontal pe sol, atunci cauza pentru care autovehiculul nu stă orizontal este șasiul răsucit și nu un arc rupt sau “moale”. De asemenea, se mai poate produce și răsucirea caroseriei, fapt ce se observă ușor, prin modul în care stau parbrizul și luneta.

Figura 7-7 Exemplu de șasiu răsucit. H reprezintă punctele de sprijin în timpul reparaŃiei, iar P reprezintă punctele de aplicare a forŃelor de corecŃie

Pentru a se determina exact mărimea răsucirii, se folosesc două rigle autocentrante, montate la extremităŃile secŃiunii centrale. Se observă aceste rigle din spatele vehiculului, iar dacă acestea sunt paralele, atunci șasiul nu a suferit răsuciri.

Riglele se numesc autocentrante, pentru că știftul central întotdeauna marchează centrul autovehiculului, indiferent de deschiderea riglei. Acestea se fixează pe șasiu prin intermediul unor știfturi care se introduc în găurile din cadru, sau, în cazul caroseriilor autoportante, se fixează cu cleme, adaptoare magnetice, sau cu prezoane speciale, filetate în podeaua vehiculului.

Îndoirea lonjeroanelor în sus sau în jos

Îndoirea lonjeroanelor în sus sau în jos poate avea loc la unul sau la ambele lonjeroane ale cadrului. Vizual, îndoirea în plan vertical a lonjeroanelor se manifestă prin apariŃia unei deformaŃii a plafonului caroseriei și prin neînchiderea corectă a ușilor. De asemenea lonjeronul se cutează la partea superioară dacă îndoitura este de jos în sus, sau la partea inferioară, dacă îndoitura este înspre în jos. Acest fenomen, Figura 7-8 apare datorită scurtării unei părŃi a lonjeronului, în timp ce cealaltă se lungește.

Deoarece, de obicei, lonjeroanele sunt la același nivel în partea inferioară, se poate determina care lonjeron este îndoit prin utilizarea unei rigle de verificare, dispusă transversal, pentru a determina care lonjeron este afectat. În mod obișnuit, în urma coliziunilor, lonjeroanele se deplasează mai degrabă în jos decât în sus.

Figura 7-8 Îndoirea lonjeroanelor în jos, în urma unui impact frontal

Îndoirea laterală a lonjeroanelor

Acest tip de deformaŃie apare atunci când o parte sau ambele părŃi ale lonjeronului sunt îndoite spre exteriorul sau interiorul autovehiculului, în funcŃie de direcŃia de impact. Semnele apariŃiei acestui tip de îndoire sunt cutele ce apar pe partea laterală interioară sau exterioară a lonjeronului, Figura 7-9. Determinarea direcŃiei și mărimii îndoiturii laterale se face tot prin montarea a trei rigle autocentrante, la fel ca pentru determinarea îndoirii lonjeroanelor în sus sau în jos. Dacă toate știfturile sunt aliniate de-a lungul axei de simetrie a șasiului, atunci secŃiunea centrală nu prezintă îndoire laterală.

Figura 7-9 Moduri de îndoire laterală a șasiului

7.1.2 DeformaŃii ale extremităŃilor șasiului

DeformaŃii ale părŃii din spate a cadrului

Dacă în urma testelor secŃiunea centrală s-a dovedit a fi neatinsă de deformaŃii, atunci se trece la cercetarea extremităŃilor șasiului. Dacă partea frontală a autovehiculului a fost evident deteriorată, atunci se trece la verificarea părŃii spate a vehiculului. Această determinare se poate face foarte ușor, modificând montajul utilizat la determinarea deformaŃiilor secŃiunii centrale, prin mutarea riglei din mijloc în capătul din spate al șasiului. Riglele vor fi paralele dacă partea din spate a șasiului nu a suferit îndoiri în sus sau în jos. Totuși, se poate ca ambele lonjeroane să se deplaseze cu aceeași valoare, atunci fiind necesară o măsurătoare suplimentară pentru determinarea devierii, rezultatele obŃinute comparându-se cu date tehnice furnizate de constructorul autovehiculului.

De obicei, în urma deformării, lonjeroanele se cutează în faŃa curburii din spate și deasupra carcasei punŃii spate.

DeformaŃii ale părŃii din faŃă a cadrului

Determinarea deformaŃiilor suferite de partea din faŃă a cadrului se fac în mod asemănător cu cele efectuate la partea din spate a cadrului. Principalele deformaŃii ce pot apărea în partea din faŃă se localizează de obicei în zona bordului (de-a lungul liniei parbrizului), zonă în care se și pot remarca eventualele cute ale lonjeroanelor. De asemenea, va apărea o deformaŃie a locașului pentru suspensie, care va avea o formă eliptică, în locul uneia circulare.

Studiul comportamentului în exploatare al asamblărilor sudate conduce la identificarea a patru cazuri tipice, care rezultă din combinarea între natura încercării (statică sau la oboseală) și calitatea asamblării (absenŃa sau prezenŃa defectelor plane).

7.2 Utilaje pentru lucrările de îndreptare a caroseriilor și cabinelor metalice

Îndreptarea (redresarea) caroseriilor și cabinelor se realizează prin aplicarea de forŃe de interacŃiune mecanică și constă în efectuarea de operaŃii de întindere, presare și lovire a părŃilor deformate până la obŃinerea formei și dimensiunilor iniŃiale ale ansamblului redresat. Redresarea caroseriilor se face prin operaŃii de întindere, comprimare sau percuŃie. ConfiguraŃia geometrică și dimensiunile stabilite de constructor și precizate în documentaŃia tehnică a caroseriei (cabinei) se pot verifica cu șabloane și calibre pe standuri de control sau pe mese ale mașinilor în coordonate X, Y, Z (fabricaŃie).

Pentru îndreptarea caroseriilor și cabinelor automobilelor au fost realizate standuri complexe care sunt de două tipuri: platformă și cadru spaŃial.

Standul tip platformă R – 620, Figura 7-10, este constituit dintr-un cadru rigid, o instalaŃie hidraulică pentru acŃionarea cilindrilor hidrostatici axiali, set de dispozitive de așezare – fixare (ancorare) a caroseriei automobilului ș.a.

Câteva caracteristici tehnice ale standului R – 620 sunt prezentate în tabelul 7.1.

Tabelul 7.1. Caracteristici constructive ale standului R – 620

Cadrul standului servește pentru fixarea automobilului de reparat, pentru instalarea montanŃilor (suporturilor) de aplicare a forŃelor tehnologice de deformare, a sistemului de întindere cu cablu sau cu lanŃ și a celorlalte dispozitive necesare care asigură redresarea mecano – hidraulică a caroseriilor avariate. Cadrul este realizat din profile U, care formează secŃiunea profilului chesonat cu locașuri de lăŃime 1-20 mm, dispuse în lungul și în lăŃimea suprafeŃei lui. Această construcŃie permite instalarea pe cadru a automobilului precum și a dispozitivelor necesare pentru redresarea diverselor zone deformate. Tensiunile de întindere – comprimare sunt generate de agentul hidraulic, debitat de pompe hidrostatice prin conductele de înaltă presiune și transmise la tija pistonului cilindrului hidraulic. De la acesta, prin diverse reazeme, adaosuri, prelungitoare și lanŃuri (cabluri), acŃiunea mecanică este transmisă asupra zonei deformate a caroseriei.

Figura 7-10 Stand platformă R – 620

Pe stand se poate redresa fie automobilul complet, fie fără punte spate sau suspensie faŃă, ori numai caroseria automobilului. Caroseria C se suspendă pe montanŃii M (suporturi sau capre) cu ajutorul a 2 (4) cricuri hidraulice ChM sau cu un transportor suspendat Ts. Pe montanŃii perechi (stânga – dreapta) se asamblează elementele transversale de forŃă fixate cu urechile dispozitivului de prindere pe nervurile de rigidizare ale pragurilor caroseriei.

7.3 Comportamentul static al cordoanelor de sudură fără defecte

El este un caz foarte simplu, care nu merită o atenŃie deosebită. În cea mai mare parte a cazurilor, metalul topit comportă caracteristici mecanice superioare celor ale metalului de bază și aceasta explică de ce asamblarea cap la cap nu necesită nici un calcul particular. Pentru sudurile realizate prin cordon unghiular, s-a convenit să se prevină o ruptură sub cordonul asigurat, prin ocolirea unei zone corespunzătoare. În felul acesta se realizează o secŃiune de trecere convenabilă pentru eforturile transmise.

Cu toate acestea păstrarea spiritului comportamentului metalului de bază, care condiŃionează calitatea asamblării, nu poate fi un remediu la o ruptură prin solicitare statică. Calculele de dimensionare la întindere, pe care și calitatea asamblării le satisface, arată că sudurile nu comportă defecte anormale.

7.4 Comportamentul la oboseală al cordoanelor de sudură fără defecte

Această examinare se va face pe un caz clasic. Comportamentul la oboseală clasică (N > 105 cicluri) a materialelor face să apară două faze distincte:

perioada de amorsare, reprezintă timpul în care materialul este progresiv deteriorat și care conduce la formarea unei fisuri macroscopice;

perioada de propagare, reprezintă timpul în care fisura se dezvoltă progresiv, până la ruperea completă.

De obicei, perioada de amorsare reprezintă un procentaj foarte important în durata de viaŃă totală. În cazul asamblărilor sudate, tendinŃa să se inverseze rolul existenŃei tăieturilor naturale (rădăcina cordonului unghiular, micro-imperfecŃiunile în piciorul cordonului, etc), în pornirea fisurii la oboseală, care se poate dezvolta foarte rapid, conduce la o reducere drastică a fazei de amorsare, cvasitotalitatea duratei de viaŃă fiind reprezentată prin perioada de propagare. Acest fenomen micro-geometric vine să ajute efectul de concentrare a eforturilor, care poate fi considerat la scară locală (piciorul cordonului), scara cordonului (forma generală a cordonului), sau scara piesei (geometria globală a ansamblului). Combinarea acestor, efecte diferite ale tăieturilor, în cazul asamblărilor sudate, determină un comportament la oboseală mai puŃin bun, intrinsec, ca al metalului de bază.

Un alt efect defavorabil este constituit de existenŃa eforturilor reziduale din timpul sudurii. Ele sunt esenŃiale pentru efectul de întărire prin comprimare medie, ca element de bază al zonelor sensibile ale asamblării, obŃinut prin combinarea solicitărilor externe cu variaŃia eforturilor provocate de comprimările interne constante.

Suprapunerea efectelor tăieturilor multiple și ale solicitărilor reziduale au ca rezultat conferirea fiecărei asamblări elementare a unui comportament la oboseală propriu, care poate fi caracterizat prin legea:

N = C ⋅∆Vm, 7. 1

unde: C – constanta specifică a ansamblului, m – constantă (are valoarea 3 pentru asamblările sudate). Aceste regrupări sunt posibile obŃinându-se o anumită clasificare.

0 concluzie se impune: comportamentul la oboseală al unei asamblări este determinat de forma sa. Caracteristicile mecanice ale materialului de bază nu intervin într-o manieră semnificativă. Dacă, în timpul serviciului, un ansamblu sudat se fisurează, nu se poate spera de a se obŃine o ameliorare cu o creștere a grosimii (aceasta ca reducere a nivelului eforturilor nominale aplicate) sau o schimbare a asamblării. Recurgerea la un oŃel cu o elasticitate limitată sau la ranforsarea prin aplicarea de dubluri sau de întărituri sunt iluzorii.

Figura 7-11 Exemple de curbe Wohler pentru solicitarea la oboseală a asamblărilor sudate

Calculul întreŃinut de remarcile precedente, care sunt puse în evidenŃă prin doi parametri influenŃi: eforturile reziduale și efectele tăieturilor, este posibil de a lua în considerare aplicaŃiile asamblărilor sudate prin tratamente perfecŃionate, a căror Ńintă comună este de a minimiza efectele parametrilor influenŃi și, în același timp, de a dota asamblările sudate cu o perioadă de amorsare, pe care ele nu o posedă în starea brută a sudurii. Se pot cita metodele, care permit o ameliorare a formei (micro sau macrogeometrică) diminuând efectul tăieturii obŃinute, prin uzinaj, deformare, refiziune TIG sau cu plasmă, sudură de bază cu cordon realizat cu electrozi speciali și cele care sunt eficace printr-o comprimare remanentă, obŃinută prin eliminarea eforturilor reziduale de sudare: relaxarea prin tratament termic sau mecanic, sau crearea de solicitări reziduale favorabile: supraîncărcare mecanică, precompresie, încălzire de contracŃie, ciocănire și tasare de precomprimare, Figura 7-12.

Figura 7-12 InfluenŃa tratamentelor de perfecŃionare a comportamentului la oboseală a ansamblurilor sudate

7.5 Mecanica rupturii

7.5.1 GeneralităŃi

Asamblările sudate comportă, în mod normal sau accidental tăieturi fine. Studiul influenŃei prezenŃei crestăturilor asupra comportamentului în serviciu al asamblării, sub efectul solicitărilor statice sau al oboselii, poate fi realizat prin folosirea utilităŃilor aplicate în cazul mecanicii rupturilor.

7.5.2 Încercarea statică

Inconveniente volumice

Toate defectele volumice, care constituie crestături suplimentare întreŃin o posibilă creștere locală a solicitărilor. În plus, se poate recunoaște că această concentrare de eforturi nu are ceva excepŃional de vreme ce, în cazul unei sufluri, se poate calcula un coeficient de concentrare a solicitărilor (CCC) de 2,0, sau

CCC = 1+ 2a /b 7. 2

unde: a și b reprezintă dimensiunile transversale ale defectului.

În cazul unei incluziuni CCC = 3,0 .

Aceste valori pot fi comparate cu cele obŃinute în apropierea crestăturilor naturale ale cordonului.

Un defect volumic nu este mult mai periculos decât un cordon unghiular, atunci când acesta din urmă există, și prezintă o gravitate puŃin superioară celei corespunzătoare cordonului cap la cap. ExistenŃa lor nu este deci peste măsură periculoasă atunci când cantitatea lor este diminuată și nu perturbă punerea în lucru a metodelor de control nedistructiv, care au rolul de a detecta și localiza dimensiunile defectelor plane.

Crestături ascuŃite. Defecte plane

Defectele plane prezintă, efectiv, un caracter de mare gravitate, mai important ca defectele volumice. Deoarece aceste defecte plane sau crestăturile unghiulare interne, la mai multe tipuri de asamblări constituie amorse, ele pot să conducă la dezvoltarea unor rupturi brutale (fragile sau semifragile) sau progresive (oboseală, coroziune sau combinaŃii oboseală-coroziune). În acest ultim caz, nocivitatea crestăturii (defect sau crestătură naturală) se poate aprecia prin mecanica rupturii, care face apel la tenacitatea exprimată în sprijinul unei mărimi (KR, CODC, IC, …) apropiată de comportamentul ductil sau fragil al materialului rupt prin solicitarea statică, sau la proprietăŃile de rezistenŃă la oboseală ale aceluiași material (legea lui PARIS).

Se poate, graŃie unei metode de calcul aproximative, să se definească un defect critic, Figura 7-13, la pornire, care prin adaptarea unei marje de siguranŃă confortabilă, în determinarea unui defect tolerabil, poate fi controlat, în comparaŃie cu defectele relevante prin metode nedistructive. Această apropiere se datorează, natural, integrării unei eventuale dezvoltări a oboselii defectului iniŃial, Figura 7-14.

Această dispoziŃie este actualmente utilizată pentru justificarea utilizării în exploatare a construcŃiilor sudate cu defecte de la început anulate în sensul specificaŃiilor tradiŃionale, a căror rebutare sau reparaŃie ridică probleme considerabile de cost și de timp.

Este posibil de a trata problema, de o manieră diferită, în cazul oboselii pure, utilizând o anumită mecanică a ruperii pentru aprecierea numărului de cicluri care sunt necesare pentru a asimila ruptura printr-un element iniŃial preexistent. Prin integrarea analitică sau numerică a legii lui Paris.

da/dN = C(∆ K) m 7. 3

Între dimensiunile iniŃiale și critice ale defectului, se poate calcula numărul de cicluri necesare pentru amorsarea unei fisuri de oboseală dezvoltată de o crestătură iniŃială.

Figura 7-13 Domeniul de stabilire a unui defect rezultat în urma solicitărilor de flexiune și tracŃiune

Figura 7-14 EvoluŃia oboselii unui defect de suprafaŃă în câmpul de flexiune pură

O altă faŃetă a procedeului permite aprecierea securităŃii sudurii sub forma unei analize defect – dovedit tolerabil, sau sub forma unei comparaŃii între numărul de cicluri garantat – numărul de cicluri până la rupere. Aceasta permite utilizarea cazurilor de incidente apărute pe parcurs, ca rezultat al fisurilor dezvoltate în timpul serviciului, în determinarea de exemplu, a unei reparaŃii, care poate fi diferită, până la proxima întrerupere a programului de exploatare. Defectul plan de origine și fisurile de oboseală, în timpul serviciului, sunt cazuri de aplicare imediată a mecanicii rupturii, care este provocată de acesta.

O utilizare indirectă a mecanicii ruperii la oboseală se poate referi la previziunea duratei de viaŃă a ansamblului. Această posibilitate este evaluată prin examen aprofundat al rupturii prin oboseală, a ansamblului care pune în evidenŃă faptul că ea poate fi un punct pentru originea defectelor mici ascunse din zonele sensibile (racorduri, piciorul cordonului) și ale performanŃelor ce diferă de procedeul de sudare.

Aceste crestături arată faptul că, pentru un număr redus de cicluri, se pot crea fisuri de oboseală care dezvoltă apoi ruptura completă.

Analiza contribuie la explicarea constatării experimentale, în sensul că asamblările sudate au o durată de viaŃă practic asimilabilă cu faza de propagare, faza de amorsare dispare aproape complet în același timp, pentru un număr mare de cicluri ale ruperii.

Aplicarea acestui principiu, al mecanicii ruperii, și-a găsit aplicaŃie la previziunea duratei de viaŃă a asamblărilor cu cordoane în cruce, Figura 7-15. RezoluŃia problemei este tratată pentru definirea unui model reprezentativ, care poate fi ajustat pentru satisfacerea rezultatelor experimentale.

Figura 7-15 Comportamentul la oboseală al asamblării cu cordoane în unghi

Exemplul din Figura 7-15 nu este unic și o astfel de metodă poate fi aplicată cu succes pentru alte configuraŃii. Este, în același timp, posibilă studierea cazurilor particulare complexe, ca cele constituite din asamblarea prin puncte solicitate la tracŃiuneforfecare. Figura 7-16 face apel la dispoziŃia și distribuirea egală a traiectului însoŃit de fisura la oboseală, după amorsarea sa în limitele sâmburelui topit.

Figura 7-16 Ruptură la oboseală a unei asamblări prin puncte

În Figura 7-17 se arată cum un calcul prin elemente finite permite prevederea deformărilor succesive ale piesei, care sunt în măsură să evalueze fisura și repartiŃia eforturilor, în timp ce dezvoltarea factorilor de intensitate ai solicitărilor la fundul crestăturilor și rezultatul previziunilor, prin raportul mărimilor experimentale, sunt prezentate în Figura 7-18.

Figura 7-17 Solicitările principale ale unei asamblări prin puncte în cursul fisurării prin oboseală

Figura 7-18 Epruveta experimentală

NOłIUNI FUNDAMENTALE DE AERODINAMICA

AUTOVEHICULELOR

8.1 ConsideraŃii teoretice

Dacă până nu de mult aerodinamica era domeniul exclusiv al aplicaŃiilor din industria aeronautică, la ora actuală se poate vorbi de o nouă ramură a acestei știinŃe: aerodinamica autovehiculelor. Odată cu dezvoltarea tot mai rapidă a industriei constructoare de mașini, la proiectarea noilor automobile se au în vedere, din ce în ce mai mult, aspectele de ordin aerodinamic, care să completeze pe cele tradiŃionale: fiabilitate, ergonomie, siguranŃă în exploatare, consum redus etc.

Deoarece forŃele aerodinamice, Figura 8-1, care acŃionează asupra unui automobil au un rol semnificativ asupra comportamentului dinamic al acestuia în ceea ce privește stabilitatea, manevrabilitatea, sensibilitatea la rafale laterale și nu în ultimul rând asupra consumului de combustibil și a zgomotului produs, s-a ajuns ca în ultimul deceniu, aerodinamica să devină unul din cele mai importante considerente care stau la baza proiectării autovehiculelor, referitor la forma și structura acestora.

Studiul aerodinamic al unui automobil urmărește:

determinarea forŃelor și momentelor aerodinamice la care acesta este supus datorită interacŃiunii lui cu atmosfera; din cele 6 componente ce caracterizează performanŃele aerodinamice ale unui autovehicul cea mai importantă este rezistenŃa aerodinamică la înaintare, FX ; studiile efectuate în acest sens au relevat faptul că reducerea coeficientului de rezistenŃă la înaintare pentru o mașină obișnuită de la cX = 0.4 la cX = 0.3 conduce la o reducere semnificativă a consumului de

combustibil;

studiul curgerii aerului în jurul automobilului, cât mai detaliat posibil; curgerea exterioară este cea care determină traseul picăturilor de ploaie, mecanismul de depunere al prafului, zgomotul aeroacustic, răcirea frânelor, forŃele care acŃionează asupra ștergătoarelor de parbriz etc; astfel, calitatea unui autoturism din punct de vedere aerodinamic depinde în mare măsură de succesul modelării caroseriei acestuia, în sensul obŃinerii unui câmp de curgere exterior astfel încât să fie rezolvate favorabil problemele prezentate mai sus;

curgerea aerului în interiorul compartimentului motorului; curgerea corespunzătoare a curentului de aer contribuie la o reducere a suprafeŃei necesare a radiatorului și la o răcire mai bună a componentelor aflate în acest compartiment;

climatizarea compartimentului pasagerilor pentru obŃinerea unui confort sporit al

acestora.

8.2 ForŃe și momente aerodinamice

InteracŃiunea dinamică dintre aerul atmosferic și un vehicul în mișcare relativă faŃă de acesta, are ca rezultat formarea unei forŃe aerodinamice globale (rezultante) FA și a unui moment (aerodinamic) corespunzător M A , ale căror componente raportate la sistemul de referinŃă al automobilului sunt prezentate în Figura 8-1.

Figura 8-1 ForŃele care acŃionează asupra unui automobil

Fx – ForŃa de rezistenŃă la înaintare ( R );

Fy – ForŃa laterală ( L );

Fz – ForŃa portantă ( P );

Mx – Momentul aerodinamic de ruliu;

My – Momentul aerodinamic de tangaj (răsturnare);

Mz – Momentul aerodinamic de giraŃie; ν∞ – viteza relativă a aerului faŃă de automobil; ψ – unghiul dintre ν∞ și axa longitudinală a automobilului.

Originea sistemului de referinŃă poate fi centrul de greutate al mașinii sau punctul determinat de intersecŃia diagonalelor patrulaterului format din “punctele” de contact ale celor patru roŃi cu calea de rulare.

Natura forŃei aerodinamice globale, precum și a componentelor ei, poate fi interpretată din două perspective diferite, cea a automobilului și cea a aerului atmosferic prin care vehiculul se deplasează.

Din perspectiva automobilului, valoarea forŃei pe care curentul de aer o exercită asupra acestuia se poate calcula prin integrarea pe suprafeŃele exterioare Σ Sext ale vehiculului a forŃelor elementare de presiune dFrp = pvn dS (pe direcŃie normală la elementul de suprafaŃă dS ) și a forŃelor elementare tangenŃiale de frecare dFrf = τr dS , care se exercită în stratului limită ce se formează la nivelul suprafeŃelor automobilului expuse acŃiunii aerului:

r = ∫( prn +τr )dS (8. 1)

FA

Σ Sext

Astfel, forŃa aerodinamică globală se poate scrie ca sumă a două componente, dintre care una de presiune Fp și cealaltă de frecare F f , după cum urmează:

FA = Fp + F f (8. 2)

Evaluarea directă a celor două componente, separat, necesită cunoștinŃe detaliate despre distribuŃia presiunii și eforturilor tangenŃiale de frecare pe întreaga suprafaŃă a vehiculului studiat. Aceste distribuŃii se obŃin extrem de dificil pe cale experimentală pentru corpuri complexe din punct de vedere geometric, precum cele ale automobilelor, fiind practică doar în cazul anumitor porŃiuni ale caroseriei, unde distribuŃia de presiuni este rezonabil uniformă.

Calculul celor două componente se poate realiza cu o precizie suficient de bună cu ajutorul tehnicilor CFD (Computational Fluid Dynamics), utilizând un program de calcul adecvat.

Din acest punct de vedere componentele Fx , Fy , Fz ale forŃei aerodinamice globale se pot evalua experimental în mod direct, cu ajutorul unei balanŃe aerodinamice.

Din perspectiva curentului de aer, forŃa aerodinamică globală se determină aplicând prima teoremă a impulsului (Euler) masei de aer cuprinsă într-un volum de control de mari dimensiuni din jurul automobilului. În această direcŃie, unul din rezultatele semnificative ale cercetărilor din domeniu a fost determinarea rezistenŃei la înaintare ca o consecinŃă a trenei de vârtejuri care se formează în spatele automobilului și care își au originea în diferite zone de impact (de presiune ridicată) ale caroseriei, unde se produce desprinderea stratului limită. Astfel, componentele Fx , Fy , Fz ale forŃei aerodinamice globale se pot evalua experimental în mod indirect, prin măsurarea diferenŃelor de presiune care apar în două plane simetrice faŃă de sistemul de referinŃă raportat la direcŃia curentului de aer, ca de exemplu prin măsurarea diferenŃei de presiune dintre secŃiunea de intrare în camera de experienŃe și un alt plan perpendicular pe direcŃia de curgere, din spatele modelului testat, pentru determinarea forŃei de rezistenŃă la înaintare.

RelaŃiile practice de calcul ale celor șase componente ale forŃei aerodinamice rezultante și momentului corespunzător, deduse pe baza criteriilor de similitudine, sunt:

Fx = pdin ∞Aref cx ; Fy = pdin ∞Aref c y ; Fz = pdin ∞Aref cz (8. 3)

M x = pdin ∞ Aref lref cm x ; M y = pdin ∞ Aref lref cm y ; M z = pdin ∞Aref lref cm z (8. 4) unde: pdin ∞ reprezintă presiunea dinamică de referinŃă a curentului de aer neperturbat de prezenŃa autovehiculului, calculată cu relaŃia

(8.5);

pdin (8. 5)

autovehiculului;

Figura 8-2 Mărimi caracteristice unui automobil, utilizate în aerodinamică

L – lungimea, l – ampatamentul, H – înălŃimea, b – lăŃimea caroseriei, h – garda la sol

Pentru a caracteriza din punct de vedre aerodinamic performanŃele unui autovehicul se utilizează coeficienŃii aerodinamici. Pentru o poziŃie stabilită a automobilului faŃă de calea de rulare, aceștia sunt dependenŃi de numărul Reynolds Re , adică de regimul de mișcare (relativă) al curentului de aer ce învăluie mașina.

Re ρ v∞l (8. 6)

unde: µ∞ reprezintă vâscozitatea dinamică a curentului de aer neperturbat de prezenŃa autovehiculului;

υ∞ reprezintă vâscozitatea cinematică a curentului de aer neperturbat de prezenŃa autovehiculului;

Un alt coeficient adimensional utilizat în studiile de aerodinamică este coeficientul de presiune, cp , definit de relaŃia:

c p = ploc S − p∞ (8. 7)

pdin ∞

unde: ploc S reprezintă presiunea statică locală măsurată într-un punct pe suprafaŃa S , care interacŃionează cu curentul de aer;

p∞ reprezintă presiunea statică a curentului de aer neperturbat de

prezenŃa autovehiculului (de referinŃă).

Pentru a caracteriza modul în care un automobil interacŃionează cu aerul atmosferic se construiesc diagrame ale variaŃiei coeficientului de presiune pe suprafeŃele acestuia. Cu ajutorul acestor diagrame se poate determina componenta Fp a forŃei aerodinamice globale datorată distribuŃiei de presiuni, dependentă de forma caroseriei.

Figura 8-3 DistribuŃia coeficientului de presiune pe caroseria unui automobil, în planul longitudinal

În primă aproximaŃie, puterea consumată de un autovehicul pentru învingerea forŃei de rezistenŃă la înaintare se poate calcula, în cazul deplasărilor uniforme, cu relaŃia:

PFx = ∆∆Lt = FX∆⋅t∆x = FX ⋅νvehicul = 21 ρ∞v∞3 Aref cx (8. 8)

După cum se observă PFx este o funcŃia cubică de viteza de deplasare a automobilului, acesta fiind principalul motiv pentru care reducerea valorii coeficientului de rezistenŃă la înaintare constituie una din priorităŃile proiectării autovehiculelor.

Practic, s-a constatat că pentru un automobil cu aria secŃiunii transversale de aproximativ A ≅ 2.5 m 2 puterea consumată pentru învingerea forŃei de rezistenŃă la înaintare se menŃine în limite rezonabile până la viteze de (80 − 90 ) km / h.

8.3 Stratul limită

Se numește strat limită stratul de fluid care se formează la nivelul suprafeŃelor corpurilor solide aflate în mișcare relativă faŃă de un fluid cu o viteză de referinŃă v∞ și în interiorul căruia viteza fluidului, v x , crește de la zero (pe suprafaŃa solidului) la valoarea corespunzătoare curentului de fluid, neperturbat de prezenŃa corpului, v∞ .

Deoarece în interiorul stratului limită se manifestă intens forŃele de frecare, acesta se mai numește și strat de frecare. Întrucât este greu de stabilit punctul în care viteza din stratul limită atinge valoarea v∞ , s-a convenit să se definească drept grosime δ a stratului limită distanŃa de la perete pentru care viteza din stratul limită diferă cu 1% faŃă de viteza curentului neperturbat. Modul în care se dezvoltă și se formează stratul limită pe o suprafaŃă plană este prezentat în Figura 8-4.

Figura 8-4 EvoluŃia stratului limită pe placa plană

La nivelul suprafeŃei plăcii, curgerea fluidului cu viteză neperturbată constantă v∞ debutează cu formarea unui strat limită laminar de grosime δl , din care ulterior se dezvoltă unul turbulent de grosime δt , în această zonă stratul laminar fiind redus la o grosime δlt foarte mică. Trecerea se face printr-o zonă de tranziŃie scurtă.

În studiile de aerodinamica automobilelor prezintă importanŃă stratul limită turbulent, cel laminar fiind un deziderat al aplicaŃiilor din aviaŃie. RelaŃia de calcul a grosimii stratului limită turbulent, dependentă de distanŃa x faŃă de originea sa, este:

δt ( x ) = 0.37 x0.2 . (8. 9)

Rex

Viteza v x în stratul limită turbulent se poate calcula cu relaŃia (legea unu pe șapte):

v x = v∞δyt  . (8. 10)

În unele calcule referitoare la stratul limită se mai utilizează încă două mărimi caracteristice ale acestuia și anume grosimea de deplasare δ* (sau grosimea deficitului

de debit produs prin frânare), respectiv grosimea de impuls θ. SemnificaŃia lui δ* este aceea a distanŃei pe direcŃia normală la suprafaŃă pentru care debitul de fluid este anulat prin prezenŃa stratului limită. Similar, semnificaŃia celei de a doua mărimi este aceea a distanŃei pe direcŃia normală la suprafaŃă, pentru care impulsul de fluid este anulat datorită frecărilor din stratului limită. Pentru calculul lor se pot utiliza relaŃiile:

δ* =δ; θ=δ. (8. 11)

EcuaŃiile anterioare reprezintă aproximări ale curgerii bidimensionale la o presiune constantă. Din punctul de vedere al aplicaŃiilor experimentale, pot fi utilizate pentru curgeri în camere de testare goale (cu blocaj zero) și cu pereŃi impermeabili. In cazul testării modelelor la scara 1:1 în tunele aerodinamice, δt are valori, în general, în intervalul (70 ÷160 ) mm .

Îngroșarea stratului limită la nivelul suprafeŃelor solide ale camerei de testare, chiar și pentru un gradient de presiune nul, se datorează componentei verticale induse vi (pozitivă, orientată înspre exteriorul stratului limită) a vitezei curentului neperturbat v∞ , vezi Figura 8-5.

Figura 8-5 VariaŃia stratului limită la nivelul suprafeŃelor solide

În Figura 8-5, u∞ este viteza curentului în stratul limită (în sensul de curgere). Calculul componentei induse se face conform relaŃiei:

dδ* ( x ) * dv

vi ( x ) = v∞( x ) +δ ( x ) ∞( x ) + vw ( x ) (8. 12) dx dx

În cazurile în care se realizează (experimental) un control al stratului limită la nivelul suprafeŃei ce reprezintă calea de rulare, vw este componenta normală a vitezei prin această suprafaŃă (considerată permeabilă), negativă în cazul aspiraŃiei, pozitivă în cazul în care controlul stratului limită se face prin ejecŃie;

Unghiul α, pe care tangenta la suprafaŃa stratului limită îl face cu orizontala (datorat componentei induse vi ) se calculează cu relaŃia:

α= arc tg vi ( x ) (8. 13)

v∞( x )

Pentru cazurile frecvente în care suprafaŃa camerei de testare care definește solul este impermeabilă (nu are loc un control al stratului limită la nivelul acesteia) componenta vw ( x )este nulă, valorile vi și α pot fi evaluate substituind în ecuaŃiile (8.12) și (8.13) valorile δ și δ* definite de relaŃiile (8.9) și (8.11). Pentru (dv∞dx)= 0 și Re x = 4 ⋅106 se obŃin următoarele valori (tipice): (vi v∞)= 0.00221 și α= +0.127°.

VariaŃiile unghiului α poate cauza erori importante în evaluarea coeficientului de portanŃă (sustentaŃie) la evoluŃiile în efect de sol, similare celor datorate variaŃiilor unghiului de picaj fată de planul orizontal.

În Figura 8-6 este prezentat modul în care evoluează distribuŃia de viteze în stratul limită la curgerea pe o suprafaŃă până la desprinderea acestuia și formarea turbioanelor.

Figura 8-6 EvoluŃia distribuŃiei de viteze în stratul limită

După cum se știe, la curgerea unui fluid pe o suprafaŃă solidă apar zone în care variaŃia

presiunilor în sensul curgerii, ∂p , poate să fie pozitivă sau negativă, după cum vitezele ∂x

scad sau cresc. Zonele pentru care ∂p < 0 sunt cele pentru care distribuŃia de viteze are ∂x

un aspect normal (zona A− B conform figurii 8.6), iar cele pentru care ∂p > 0 se ∂x numesc zone de inversare a sensului de curgere (de la B la C ). În punctul în care ∂v x = ∂p = 0 (punctul B conform figurii 8.6) se produce fenomenul de desprindere a

∂y ∂x

stratului limită, acesta numindu-se punct de desprindere. Linia B − D se numește linia

de desprindere, iar linia B − E este linia nucleelor de vârtej. Vârtejurile desprinse de pe suprafaŃa solidă, formează o trenă de vârtejuri numită și dâră aerodinamică. În Figura 8-7 este prezentat aspectul trenei de vârtejuri în planul median, vizualizată cu ajutorul tehnicilor CFD.

Figura 8-7 Vizualizarea vârtejurilor în siajul unui automobil cu ajutorul tehnicilor CFD

8.4 Gradul de turbulenŃă

Ca majoritatea curgerilor din practică și curgerea aerului în jurul caroseriilor de autovehicule este una turbulentă. Caracteristice mișcării turbulente sunt următoarele:

liniile de curent nu sunt paralele (sau cvasiparalele) cu direcŃia curentului, ci dezordonate și având direcŃii diferite;

vectorul viteză într-un punct al domeniului de curgere nu este constant în timp, ca modul sau direcŃie. Mărimea vitezei oscilează în jurul unor valori medii, vezi Figura 8-8.

Structural, mișcarea turbulentă este determinată de suprapunerea unor mișcări de agitaŃie ale particulelor de fluid (la nivelul grupurilor de molecule) peste o mișcare medie.

Figura 8-8 Mișcarea de agitaŃie a particulelor de fluid

Astfel, componentele vitezei vx , vy , vz se pot exprima sub forma următoare:

v x = v x + v'x ; v y = v y + v' y ;vz = vz + v'z (8. 14)

v xdt ; v ydt ; vzdt (8. 15)

Conform proprietăŃilor referitoare la calculul mărimilor fluctuaŃiilor, puse în evidenŃă de O. Reynolds, prin definiŃie, valoarea medie a unei fluctuaŃii este nulă, v'x = 0 , nu și

media pătratică a acesteia, v'.

Intensitatea fluctuaŃiilor de viteză a curentului de aer din camera de experienŃe a unui tunel aerodinamic reprezintă un parametru important la evaluarea calitativă a rezultatelor obŃinute în acesta, determinând gradul în care măsurătorilor efectuate în diverse tunele aerodinamice pot fi comparate între ele. Astfel, pentru un curent uniform de viteză v∞ se definește gradul de turbulenŃă T conform relaŃiei:

T = [%] (8. 16)

În tunele aerodinamice obișnuite gradul de turbulenŃă poate avea valori destul de mari, T ≅ 1%. Pentru cele speciale, de mică turbulenŃă, utilizate cu precădere în aviaŃie, valoarea acestuia coboară cu un ordin de mărime, T ≅ 0.1%. Mărimea gradului de

turbulenŃă depinde de v' 2 dar și de modul în care se definește viteza de referinŃă v∞ .

Determinarea valorii medii pătratice a fluctuaŃiilor necesită sonde speciale de măsurare a vitezei (termoanemometre). Un procedeu relativ simplu de apreciere al gradului de turbulenŃă este acela al determinării numărului Reynolds critic al sferei, ReD , la care are loc trecerea de la stratul limită laminar la cel turbulent stabil, Figura 8-9.

Figura 8-9 Aspectul trenei de vârtejuri pentru o sferă, în funcŃie de numărul lui Reynolds

Numărul Reynolds critic pentru o sferă este acela pentru care cx sfera = 0.3 . DependenŃa numărului Reynolds critic de gradul de turbulenŃă, pentru o sferă, este prezentată grafic în Figura 8-10. Metodele moderne de determinare a gradului de turbulenŃă utilizează sondele anemometrice, după cum se va vedea în paragraful următor.

Figura 8-10 VariaŃia Recritic = f (T ) pentru o sferă

DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A CARACTERISTICILOR AERODINAMICE ALE AUTOVEHICULELOR ÎN TUNELE AERODINAMICE

9.1 Clasificarea și organizarea constructivă a tunelelor aerodinamice

Determinarea caracteristicilor aerodinamice ale autovehiculelor este strâns legată de experimentele realizate în tunele aerodinamice. Există o diversitate mare de astfel de instalaŃii, principalele criterii după care acestea se pot clasifica fiind următoarele:

după arhitectura acestora se disting tunele aerodinamice cu circuit deschis, Figura 9-1, tip Eiffel, sau cu circuit închis, Figura 9-2, tip Prandtl;

Figura 9-1 Schema de principiu al unui tunel cu circuit deschis și secŃiune de testare închisă

Figura 9-2 Schema de principiu al unui tunel cu circuit închis și secŃiune de testare închisă

după tipul camerei de experienŃe se disting tunele aerodinamice cu cameră de experienŃe deschisă, utilizate cu precădere în Europa (prezintă avantajul unor interferenŃe reduse între modelul studiat și pereŃii camerei de testare, dar sunt mari consumatoare de energie), sau cu cameră de experienŃe închisă, preferate în

America de Nord (prezintă avantajul unui consum de energie mai mic);

după valoarea vitezei maxime de referinŃă (din camera de experienŃe) cele utilizate în industria constructoare de automobile se pot clasifica în tunele aerodinamice

subsonice incompresibile și compresibile;

după valoarea presiunii din camera de experienŃe pot fi tunele aerodinamice atmosferice sau presurizate de densitate variabilă.

Pe lângă tunelele aerodinamice descrise anterior s-au mai construit și unele cu destinaŃie specială cum ar fi cele de vizualizare a curgerii, aeroacustice etc.

Legat de principalele componente constructive ale tunelelor aerodinamice prezentate în figurile anterioare se vor prezenta pe scurt câteva detalii, după cum urmează:

Camera de testare: este zona unde se plasează modelul de studiat și în care se reproduc condiŃiile atmosferice în care acesta evoluează în mod obișnuit. În secŃiunea transversală camera poate avea diferite forme, cele mai utilizate fiind (în funcŃie de destinaŃia tunelului) cele dreptunghiulare, circulare, mai rar octogonale sau eliptice etc. Lungimea recomandată a camerei de experienŃe este LCE ≅ 1.5 ⋅ DH CE ( DH CE : diametrul hidraulic al secŃiunii camerei de testare). În cazul unor lungimi mai mari, influenŃa stratului limită poate influenŃa negativ precizia măsurătorilor. În Figura 9-3 sunt prezentate principalele caracteristici geometrice ale unei camere de experienŃe de secŃiune rectangulară.

ACE = aCE ×bCE aria secŃiunii transversale a camerei de testare;

lCE lungimea camerei de testare;

vCE viteza curentului de aer în camera de experienŃe (viteza de referinŃă, luată în calculele referitoare la experiment).

Figura 9-3 Principalele caracteristici geometrice ale unei camere de experienŃe rectangulare

Difuzorul: este plasat după camera de experienŃe și trebuie astfel realizat încât să nu se producă desprinderi ale curentului de aer de pereŃii acestuia. Pentru secŃiuni circulare valoarea maximă recomandată a unghiul de evazare al pereŃilor este de aproximativ αD ≅ 6°, această valoare putând crește în cazul secŃiunilor dreptunghiulare, αD ≅ 12°, unde creșterea secŃiunii se realizează în general prin evazarea într-un singur plan, ca în cazul prezentat în Figura 9-4.

Figura 9-4 Principalele caracteristici geometrice ale difuzorului

Caracteristicile geometrice ale unui astfel de difuzor sunt următoarele:

A0 D = a0 D ×b0 D aria secŃiunii de intrare în difuzor a curentului de aer având viteza ν0 D ; A1 D = a1 D ×b1 D aria secŃiunii de ieșire din difuzor a curentului de aer având viteza ν1 D ;

lD lungimea difuzorului;

0 D

Confuzorul: este plasat înaintea camerei de experienŃe și are rolul de a mări viteza curentului de aer la valoarea vCE și de a micșora turbulenŃa în camera de experienŃe. Valorile recomandate ale gradului de convergenŃă sunt n0 C ≅ (5 ÷ 20 ): raportul dintre aria secŃiunii de intrare în confuzor și aria secŃiunii de ieșire din confuzor (respectiv de intrare în camera de experienŃe). Există mai multe tipuri constructive de confuzoare, în Figura 9-5 fiind prezentate principalele caracteristici geometrice ale unui confuzor cu variaŃie a secŃiunii într-un singur plan și curbură dublă cu generatoare curbilinii.

Figura 9-5 Principalele caracteristici geometrice ale unui confuzor cu variaŃie de secŃiune într-un singur plan și curbură dublă cu generatoare curbilinii

Principalele caracteristici geometrice ale unui astfel de confuzor sunt următoarele:

A1 C = a1 C ×b1 C aria secŃiunii de intrare în confuzor a curentului de aer având viteza

ν1 C ;

A0 C = a0 C ×b0 C aria secŃiunii de ieșire din confuzor a curentului de aer având viteza

ν0 C ;

l1 C lungimea porŃiunii confuzoare;

1 C

ReŃeaua de rectificare: este utilizată pentru micșorarea turbulenŃei curentului de aer și conducerea favorabilă a acestuia spre alte componente de interes ale tunelului, precum confuzorul. Cele mai simple din punct de vedere constructiv sunt realizate din plase. Cele mai eficiente sunt cele din rigle de grosime constantă gO RR , ale căror ochiuri pot avea diferite forme, mai des întâlnite fiind cele dreptunghiulare, precum în Figura 9-6.

Figura 9-6 Principalele caracteristici geometrice ale unei reŃele de rectificare

A1 RR = aRR ×bRR aria secŃiunii de intrare în reŃea a curentului de aer având viteza

ν1 RR ;

A0 RR = zRR (lO RR ×hO RR ) aria secŃiunii vii a reŃelei (aria secŃiunii de ieșire a curentului de

Ventilatorul: reprezintă sursa de putere a instalaŃiei asigurând circulaŃia aerului prin tunel. Pentru tunelele clasice cel mai des utilizate sunt cele axiale. Pentru diminuarea vârtejurilor generate de rotorul ventilatorului se folosește uneori soluŃia montării succesive a două ventilatoare identice ce se rotesc în sensuri contrare. Cel mai adesea se introduc pe circuitul tunelului reŃele de rectificare a curentului de aer, reŃele de profile etc. Se montează cât mai departe posibil de camera de experienŃe. În cazul în care turaŃia ventilatorului este constantă, debitul de aer se reglează cu ajutorul unei vane.

Elemente de legătură: sunt necesare în general tunelelor în circuit închis și fac legătura între principalele elemente constitutive ale acestora. Sunt reprezentate cel mai adesea de coturi și corpuri de trecere de la un tip de secŃiune la altul, ca de exemplu de la secŃiunea circulară a ventilatorului la o secŃiune de curgere dreptunghiulară, ca în Figura 9-7.

Figura 9-7 Principalele caracteristici geometrice ale unui corp de trecere

A0 TC = (πD02 TC )4 aria secŃiunii de intrare în corp a curentului de aer având viteza ν0 TC ; A1 TC = a1 TC ×b1 TC aria secŃiunii de ieșire, a curentului de aer având viteza ν1 TC ;

lTC lungimea corpului de trecere;

În cazul coturilor, pentru reducerea rezistenŃei hidraulice, se recomandă echiparea acestora cu pale directoare. La coturile ai căror pereŃi nu sunt concentrici acestea pot fi profilate aerodinamic, Figura 9-8.a, cilindrice de grosime constantă, Figura 9-8.b, sau concentrice subŃiri în cazul coturilor cu pereŃi concentrici Figura 9-9.

Figura 9-8 Pale directoare în coturi ai căror pereŃi nu sunt concentrici

Figura 9-9 Principalele caracteristici geometrice ale unui cot de întoarcere cu pereŃi concentrici și pale directoare

δCI unghiul cotului de întoarcere;

r1 CI , r2 CI razele palelor directoare.

În cazul coturilor ai căror pereŃi nu sunt concentrici, palele directoare din acestea formează un grătar aerodinamic care provoacă abaterea curentului de aer spre peretele interior datorită forŃelor aerodinamice care se dezvoltă pe acestea. În cazul alegerii corecte a dimensiunilor, numărului, unghiului de așezare și după caz a profilului palelor directoare, abaterea curentului spre peretele interior preîntâmpină desprinderea curentului de perete și formarea unei zone turbionare de recirculare.

AcŃiunea palelor concentrice se exprimă mai ales prin aceea că ele scindează cotul dat întrun șir de coturi cu un grad mai mare de lungire a secŃiunii transversale (R0 CI a0 CI ), ceea ce duce la micșorarea pierderilor de presiune.

Numărul normal de pale necesar obŃinerii unei distribuŃii uniforme a vitezei imediat după cot se determină din formula:

 r0 −1



nnorm = 2.13 a0  − 1 (9. 1)

Amplasarea optimă a palelor în coturi cu pereŃi concentrici se obŃine dacă:

ri = 1.26ri−1 + 0.07a0 [m] (9. 2)

9.2 Determinarea calităŃii unui tunel aerodinamic

La evaluarea tunelelor aerodinamice din punct de vedere energetic, în faza de proiectare a acestuia, se utilizează noŃiunea de calitate ,λTunel , prin care se înŃelege inversul raportului pierderilor din el:

λTunel = 1 [-], (9. 3)

ζtot T

unde: ζtot T [-] – coeficientul de rezistenŃă hidraulică totală a tunelului;

Ca valoare, calitatea unui tunel aerodinamic trebuie să fie cât mai mare posibil, limitată evident de pierderile energetice inerente. În cazul tunelelor echilibrate corespunzător din punct de vedere energetic, calitatea acestora este supraunitară.

Coeficientul de rezistenŃă hidraulică ζtot T al unei tunel, considerat ca o reŃea hidraulică, constituie raportul dintre puterea totală pierdută ∆N tot pe întregul traseu al acestuia și energia cinetică (în unitatea de timp) într-o secŃiune de referinŃă, adoptată:

∆N ∆N

Dacă variaŃia densităŃii fluidului se poate neglija, ζtot se calculează ca fiind raportul dintre presiune totală pierdută pe traseul reŃelei ∆ptot și presiunea dinamică în secŃiunea de

referinŃă, pdin 0 .

ζtot = ∆ptot = ∆ptot [-]. (9. 5)

pdin 0

Deși din punct de vedere fizic, pierderile de presiune totală (datorate rezistenŃelor hidraulice) în orice element al unei reŃele sunt indivizibile, pentru comoditatea calculelor, acestea sunt adesea împărŃite, convenŃional, pentru aceeași secŃiune de calcul, în:

pierderi distribuite (rezistenŃă distribuită), ∆pdistrib ; pierderi locale (rezistenŃă locală), ∆ploc .

Pierderea distribuită este provocată de vâscozitatea (atât moleculară, cât și turbulentă) a fluidului de lucru și constituie rezultatul schimbului de cantitate de mișcare între molecule (în cazul mișcării laminare), precum și între particulele aflate în straturi învecinate ale fluidului, care se mișcă cu viteze diferite (în cazul mișcării turbulente).

Pierderile locale de presiune apar la perturbarea zonală a curgerii normale, desprinderea curentului de pereŃii reŃelei, formarea vârtejurilor și amestecarea turbulentă intensivă a curentului în locurile cu schimbări ale configuraŃiei traseului sau la întâlnirea și ocolirea obstacolelor (difuzoare, confuzoare, coturi de întoarcere, reŃele de rectificare, vane de reglare a debitului etc.). Fenomenele enumerate anterior intensifică schimbul de cantitate de mișcare (eforturile tangenŃiale de frânare), mărind disiparea de energie.

Fenomenele de desprindere și formare a vârtejurilor sunt legate de existenŃa diferenŃelor de viteze în secŃiunea transversală a curentului și a gradientului de presiune pozitiv în lungul curentului. Apar la încetinirea mișcării, de exemplu într-o conductă care se lărgește (difuzor), după un cot cu rază de curbură mică, la ocolirea diferitelor obstacole. DiferenŃa de viteze în secŃiune transversală, în cazul gradientului de presiune negativ, de exemplu la curgerea printr-o conductă care se îngustează (confuzor), nu duce la desprinderea curentului. Pe porŃiunile cu îngustare lină curentul este chiar mai stabil decât pe porŃiunile de secŃiune constantă.

Ambele tipuri de pierderi se însumează după principiul suprapunerii pierderilor, pentru care se ia suma aritmetică a pierderilor distribuite și a pierderilor locale:

∆ptot = ∆pdistrib +∆ploc [m col. aer] (9. 6)

Practic, valoarea ∆pdistrib trebuie luată în considerare numai pentru componentele de lungime relativ mare, sau atunci când este apropiată ca valoare de ∆ploc .

În calculele moderne ale reŃelelor hidraulice se operează cu coeficienŃii adimensionali ai rezistenŃelor hidraulice. Este mult mai convenabil deoarece în curenŃii dinamic asemenea, pentru care se respectă asemănarea geometrică a sectoarelor și egalitatea numerelor Reynolds (și a altor criterii de similitudine, dacă ele sunt importante), valoarea acestor coeficienŃi este independentă de natura fluidului, de viteza curentului, precum și de dimensiunile sectoarelor calculate. În funcŃie de acești coeficienŃi relaŃia (9.6) se poate scrie astfel:

∆ptot = (ζdistrib +ζloc )ρv 2 =ζtot ρv 2 [m col. fluid], (9. 7)

2 2

unde ζdistrib [-]: coeficientul de rezistenŃă distribuită; ζloc [-]: coeficientul de rezistenŃă locală;

În conformitate cu principiul adoptat convenŃional al însumării rezistenŃelor hidraulice se poate scrie:

ζtot =ζdistrib +ζloc [-] (9. 8)

Coeficientul rezistenŃei distribuite pentru un element considerat se exprimă în funcŃie de coeficientul lui Darcy după cum urmează:

ζdistrib = λ l [-] (9. 9)

DH unde λ [-] : coeficientul lui Darcy; l [m] : lungimea elementului calculat;

DH [m]: diametrul hidraulic al elementului calculat.

DH = 4 Pud [-] (9. 10) Avie

unde Pud [-]: perimetrul secŃiunii de curgere, mărginită de suprafeŃe soliude, udată de curentul de fluid;

l [m]: aria secŃiunii vii a curentului de fluid;

Când raportul lDH este constant și fluidul este incompresibil, coeficienŃii de rezistenŃă λ, respectiv ζdistrib depind de numărul Re și de rugozitatea relativă ∆ a pereŃilor elementului calculat:

∆

∆= [-] (9. 11)

DH

unde: ∆ [mm]: rugozitatea pereŃilor elementului hidraulic calculat;

Coeficientul rezistenŃei locale ζloc depinde în special de caracteristicile geometrice ale elementului considerat, precum și de câŃiva parametri ai mișcării, precum:

Caracterul distribuŃiei vitezei la intrarea fluidului în elementul examinat; la rândul ei, distribuŃia de viteze depinde de regimul de curgere, de forma intrării în element, de lungimea porŃiunii drepte ce precede intrarea, de distanŃa până la diferitele părŃi prelucrate ale tronsonului sau obstacole etc.;

Numărul Reynolds; Numărul Mach M :

M = v [-] (9. 12) c

unde: c [m/s]: viteza sunetului în mediul fluid luat în considerare;

Principiul însumării pierderilor se aplică nu numai la calculul unui element separat al unei reŃele hidraulice, dar și la calculul hidraulic al întregului ansamblu, adică suma aritmetică a pierderilor în diferitele elemente de pe traseu dă rezistenŃa totală a reŃelei. În acest caz se iau în considerare influenŃele reciproce ale elementelor ce compun reŃeaua hidraulică, situate la distanŃe mici unele faŃă de altele.

Pentru o reŃea hidraulică principiul însumării pierderilor se poate realiza prin două metode:

Prin însumarea pierderilor de presiune pe diferitele tronsoane ale tunelului. (Static)

În cazul variaŃiilor semnificative ale densităŃii fluidului de lucru în secŃiunile de calcul ale reŃelei, valoarea pierderii de presiune, ca pierdere de energie specifică, depinde de debitul volumic la care este raportată această energie. De aceea este necesară însumarea pierderilor raportate la același debit volumic. Astfel, pentru un debit Q0 , pierderea totală de presiune se calculează cu o relaŃie de forma:

0 tot ∑n ∆Pi = ∑n ρ0 ∆pi = ∑n ρ0 ζtot i ρiνi2 = ∑n ζtot i [m col. fluid] (9. 13)

∆p =

i=1 Q0 i=1 ρi i=1 ρi 2 i=1 2

unde: i : numărul elementului curent al reŃelei;

n: numărul total al elementelor de calcul;

Prin însumarea coeficienŃilor de rezistenŃă ai diferitelor elemente, raportaŃi în prealabil la viteza ν0 din secŃiunea convenŃională A0 și exprimarea ulterioară a rezistenŃei totale a reŃelei prin coeficientul ei total de rezistenŃă, ζtot0 retea :

ζtot0 retea = ∑i=n1ζtot i ∑n  ρ0 2  AA0i 2 [-] (9. 14)

= ζtot i  ρi  

unde: ζtot0 i [-]: coeficientul total de rezistenŃă al elementului dat i al reŃelei,

raportat la viteza ν0 în secŃiunea adoptată a reŃelei A0 ;

ζtot i [-] : coeficientul total de rezistenŃă al elementului dat i al reŃelei,

raportat la viteza νi în secŃiunea adoptată a reŃelei Ai ; acesta include de obicei și influenŃa reciprocă a elementelor reŃelei situate la mică distanŃă.

Astfel, pentru întreaga reŃea pierderea totală de presiune se calculează cu o relaŃia:

∆pretea =ζtot0 retea 02 0 = ∑ζtot0 i 0 0 = ∑ζtot i  ρρ0 2  AA0  2 ⇔ ρν2 n ρν2 n 

2 

i=1  Ai  2 i=1  Ai  2  A0 

Date experimentale și indicaŃii și referitoare la modul de calcul al coeficienŃilor pierderilor de presiune pe tronsoane hidraulice de diferite forme sunt furnizate în Îndrumarul pentru calculul reŃelelor hidraulice elaborat de I.E. Idelcik [27].

Odată calculat coeficientul de rezistenŃă hidraulică totală a tunelului, se pot determina punctele teoretice de funcŃionare ale acestuia, în funcŃie de regimul de curgere (gradul de deschidere al vanei de reglare al debitului b'VD / bVD ). Calcul furnizează informaŃii despre calitatea tunelului în faza de proiectare a acestuia.

În Figura 9-11 este prezentat modul în care variază punctul teoretic de funcŃionare al unui tunel aerodinamic de viteze mici, Figura 9-10 , aparŃinând laboratorului de aerodinamică al UniversităŃii Transilvania din Brașov, de care se leagă și o parte a experienŃei profesionale a colectivului de autori în domeniul aerodinamicii experimentale. A fost construit în colaborare cu ICIM Brașov și are următoarele caracteristici funcŃionale:

domeniul vitezelor realizate: v = (15 ÷ 35) m/s; dimensiunile secŃiunii camerei de testare: (600 x 1200) mm.

Din punct de vedere constructiv, principalele elemente ce compun tunelul aerodinamic, conform figurii 9-10, sunt:

– camera de experienŃe (CE );

– ventilator axial (VA);

– suportul ventilatorului;

4, 14 – corpuri de legătură (trecere) ventilator axial – coturi de întoarcere, confuzor, respectiv difuzor (TC, TD ) ; 5, 6, 11 –coturi de întoarcere (CI );

– reŃea de rectificare ( RR );

– confuzor (C );

– difuzor ( D );

– cot difuzor (CD );

– vană de reglare debit (VD );

– manivelă de acŃionare a dispozitivului vanei;

– platformă de lucru;

– balanŃa aerodinamică;

– sistem de achiziŃie date experimentale.

Figura 9-10 Vedere axonometrică de ansamblu a tunelului aerodinamic

Figura 9-11 VariaŃia punctele teoretice de funcŃionare ale tunelului aerodinamic

Pentru realizarea unui grad de turbulenŃă cât mai mic în camera de experienŃe, necesar obŃinerii unor rezultate corecte, coturile tunelului sunt prevăzute cu palete directoare concentrice.

Figura 9-12 VariaŃia λTunel

În Figura 9-12, este prezentată variaŃia λTunel pentru același tunel.

Odată realizat practic, un tunel aerodinamic trebuie etalonat, procesul constând în determinarea reală a vitezei din camera de testare pentru diferite grade de deschidere ale vanei de reglare a debitului, uzual în funcŃie de căderea de presiune pe confuzor.

9.3 Utilizarea tunelelor aerodinamice

Deși extrem de complexe din punct de vedere constructiv și având proceduri de utilizare bine stabilite (conform normelor SAE), tunelele aerodinamice, ca instrumente de simulare a condiŃiilor reale de trafic în ceea ce privește interacŃiunea dintre vehicul, atmosferă și calea de rulare, pot induce o serie de erori în procesul de evaluare aerodinamică a automobilelor. În general, rezultatele testelor depind de următorii parametri din camera de testare:

calitatea curentului de aer; stabilirea corectă a presiunii dinamice de referinŃă; modul de formare a stratului limită la nivelul pereŃilor; geometria camerei de experienŃe;

poziŃia modelului studiat în camera de experienŃe; geometria modelului studiat; raportul de blocare;

simularea efectului de sol (a mișcării relative dintre sol și automobil, cu sau fără luarea în considerare a rotaŃiei roŃilor; efectul aerului în compartimentul motorului și în habitaclu, etc.

Toate acestea fac ca testele din tunelele aerodinamice să fie extrem de complexe și tributare, în general, condiŃiilor concrete de experimentare. În scopul generalizării rezultatelor obŃinute în diversele tunele aparŃinând unor firme de profil (Daimler-Benz, BMW, FIAT, FORD, VW, VOLVO), sau unor institute de cercetare în domeniu, SAE (Society of Automotive Engineering) a elaborat o serie de norme și recomandări, publicate în rapoarte, precum SAE J2071 JUN94 care fac obiectul încercărilor aerodinamice în suflerii.

Deoarece parametrii care influenŃează calitatea rezultatelor sunt, în general, interdependenŃi, în cele ce urmează vor fi analizate pe larg condiŃiile de calitate ale curentului

de aer, influenŃa raportului de blocare în determinarea presiunii dinamice de referinŃă și

îndeplinirea condiŃiilor de similitudine în cazul utilizării modelelor la scară.

9.3.1 CondiŃiile de calitate ale curentului de aer

Recomandările SAE, minime pentru obŃinerea unei calităŃi corespunzătoare a curgerii în camera de experienŃe a unui tunel aerodinamic, sunt:

abaterea unghiulară fată de planul xOy : ∆α ≤ ± 0.5 °; reprezintă unghiul dintre direcŃia de curgere a aerului și planul transversal xOy este considerat pozitiv pentru devieri înspre sus;

abaterea unghiulară fată de planul xOz : ∆β ≤ ± 0.5 °; reprezintă unghiul dintre direcŃia de curgere a aerului și planul longitudinal xOz este considerat pozitiv pentru devieri de la stânga la dreapta;

uniformitatea distribuŃiei de viteze a curentului: v≤ 1.0 %;

Δ

este definită de relaŃia:

∆v = v – v∞ , (9. 17)

v∞

unde: v : viteza locală (din punctul de măsurare al acesteia); v∞ : viteza de referinŃă;

gradul de turbulenŃă: T ≤ 0.5 %; uniformitatea distribuŃiei de presiuni: ∆p < 0.01; este definită de relaŃia:

∆p = p − p∞ ; (9. 18)

q∞ lungimea zonei de presiune constantă:(∆l / L) ≥ 1.0 ; se raportează la lungimea modelului L .

9.3.2 InfluenŃa raportului de blocare

Pentru a caracteriza dimensiunile tunelului în raport cu cele ale modelelor încercate se definește raportul de obturare (sau raportul de blocare) a secŃiunii de testare, ca raport procentual între aria proiecŃiei automobilului pe planul transversal al secŃiunii de testare și aria secŃiunii de testare:

A

100 = raport de blocare [%], (9. 19)

AT unde: A – aria proiecŃiei automobilului pe planul transversal al secŃiunii de testare; AT – aria secŃiunii de testare (aria secŃiunii de ieșire din confuzor).

În cazul evaluării aerodinamice a automobilelor, valorile acestui raport pot fi relativ mari în raport cu cele întâlnite la testarea structurilor de aviaŃie, în unele cazuri efectuându-se încercări pentru rapoarte de peste 10%. Valorile raportului de blocare cresc și mai mult în cazul testelor termice (la radiatoare de exemplu). În mod obișnuit, conform practicii din aviaŃie, o valoare adecvată pentru raportul de blocare este de 5%. Un calcul simplu conduce la valori ale secŃiunii de testare de peste 40 m2 pentru un automobil obișnuit. Doar câteva firme constructoare de mașini au reușit să-și construiască, recent, suflerii cu secŃiuni de testare mai mari de 25 m2, dintre care menŃionăm FIAT – 30 m2, Daimler-Benz – 32.64 m2 și VW – 37.5 m2.

În Figura 9-13 este prezentat modul în care raportul de blocare influenŃează variaŃia coeficientului de rezistenŃă la înaintare obŃinut în urma testelor din suflerie cx , raportat la

coeficientul de rezistenŃă de referinŃă cx0 , determinat în tunele mari, precum cele menŃionate anterior. După cum se observă, rezultate mai bune se obŃin în sufleriile deschise.

Figura 9-13 (a) – teste efectuate în suflerii cu cameră de experienŃă închisă;

– teste efectuate pe corpuri profilate aerodinamic în tunele cu cameră de experienŃă deschisă;

– teste efectuate pe corpuri neprofilate aerodinamic în tunele cu secŃiune de lucru deschisă.

După cum se observă, rezultate mai bune se obŃin în tunele cu cameră de experienŃă deschisă. CorecŃiile ce trebuiesc aduse valorii presiunii dinamice de referinŃă (din camera de experienŃe) pentru blocaje mai mari de 5%, conform SAE J2071 JUN94 sunt prezentate în Figura 9-14; λ reprezintă un coeficient caracteristic modelului studiat, variaŃia acestuia fiind prezentată în Figura 9-15, pentru diferite tipuri de corpuri.

Figura 9-14 Figura 9-15

9.3.3 Utilizarea modelelor la scară. Criterii de similitudine

Datorită costurilor ridicate necesare realizării unor tunele de dimensiuni mari și a echipamentelor aferente, în vederea realizării unui raport de blocare corespunzător, se preferă testarea unor modele la scară în tunele uzuale.

Dar, pentru ca rezultatele stabilite pe modelele la scară să fie valabile și pentru cele în mărime naturală, trebuiesc îndeplinite criteriile de similitudine. Acestea sunt mărimi adimensionale numite numere caracteristice și reprezintă condiŃia de asemănare a două fenomene. În dinamica fluidelor reale (vâscoase) se determină din ecuaŃia de mișcare:

dV

r = frm − ρ1 ∇p + frν, (9. 20)

dt

unde: dVr r acceleraŃia particulelor de fluid; = a dt

p presiunea în interiorul fluidului;

frm ansamblul forŃelor masice exterioare ce acŃionează asupra unităŃii de

volum;

frv ansamblul tensiunilor de frecare care acŃionează asupra unităŃii de volum de fluid.

r = µ∆Vr+µ∇(∇Vr ), (9. 21) fν

ρ ρ

unde: µ vâscozitatea dinamică a fluidului;

∆ operatorul diferenŃial de ordinul doi (operatorul Laplace);

RelaŃia (9.20) reprezintă condiŃia ca suma forŃelor exterioare ce acŃionează asupra unităŃii de volum: de inerŃie, masice, de presiune și de frecare vâscoasă să fie zero. Similitudinea dinamică impune ca raportul dintre suma forŃelor ce acŃionează asupra modelului real și suma forŃelor ce acŃionează pe modelul la scară să fie constant:

∑Fmod el real

= ct . (9. 22)

∑Fmod el la scara

În practică, fenomenele de dinamica fluidelor depind în general, în afara forŃelor de inerŃie, de o singură forŃă, ponderea celorlalte putând fi neglijată. Acest lucru a permis stabilirea unor criterii particulare, a căror valabilitate este restrânsă la condiŃiile concrete în care una din forŃele exterioare este predominantă.

În cazul experimentelor realizare în tunele aerodinamice, situaŃie în care predominante sunt forŃele de frecare vâscoasă, criteriul de similitudine care trebuie îndeplinit este criteriul Reynolds. Pentru ca două mișcări în care predomină forŃele de frecare să fie asemenea pe model și în natură, trebuie ca numărul Reynolds să fie egal în ambele situaŃii.

Re = vmr Lmr = vms Lms , (9. 23) υmr υms

unde: v ,v – vitezele aerului în cazul modelului real, respectiv în cazul modelului mr ms

la scară;

Lmr ,Lms – lungimile caracteristice ale modelului real, respectiv ale modelului la scară;

υmr ,υms – vâscozităŃile aerului în cazul modelului real, respectiv în cazul modelului la scară;

Datorită faptului că în tunelelor aerodinamice se experimentează cu același fluid ca și în situaŃiile reale (aerul atmosferic), relaŃia (9.23) se poate rescrie sub forma:

Re = vmr Lmr = vms Lms (9. 24)

Astfel, în cazul în care se utilizează un model la scara 1:5 viteza ar trebui să fie de cinci ori mai mare. Pentru o viteză de 90 km/h (25 m/s) în realitate, viteza în cazul modelului ar trebui să fie de 450 km/h (125 m/s). Pentru un tunel uzual, subsonic, incompresibil, această viteză este greu de atins. De altfel, la această valoare a vitezei aerului efectele termice și de compresibilitate nu mai pot fi neglijate și în consecinŃă și rezultatele obŃinute ar trebui corectate. Experimental s-a constatat că în cazul automobilelor care în general se deplasează cu viteze corespunzătoare unor numere Reynolds mari ( Re > 106 ), influenŃa acestui criteriu scade. În Figura 9-16 este prezentat modul în care coeficientul de rezistenŃă la înaintare variază în funcŃie de numărul Reynolds. Se observă că pentru valori mai mici ale acestuia ( Re < 105 ), cx descrește odată cu creșterea numărului Re . Peste valoarea (numită critică) Recritic variaŃia lui cx devine nesemnificativă cu variaŃia numărului Reynolds.

Figura 9-16 VariaŃia c x = f (Re)

Acest lucru face posibilă evaluarea caracteristicilor aerodinamice ale automobilelor și pe modele la scară. Cele mai des utilizate fiind scările 1:2.5, 1:5, mai rar 1:10.

9.4 Instrumente și aparate de măsură specifice tunelelor aerodinamice

Se pot grupa în:

instrumente și aparate pentru determinarea parametrilor curentului de aer; instrumente și aparate de determinarea forŃelor aerodinamice; instrumente și aparate pentru vizualizarea curgerii.

9.4.1 Instrumente și aparate pentru determinarea parametrilor curentului de aer

Din această categorie a instrumentarului specific unui tunel aerodinamic fac parte instrumentele de determinare a presiunii, vitezei, temperaturii, direcŃiei și gradului de turbulenŃă a curentului, precum și instrumentele pentru efectuarea măsurătorilor în stratul limită.

Pentru viteze mai mari de 10 m/s pot fi utilizate aparatele clasice, pneoumometrice, a căror funcŃionare se bazează pe măsurarea presiunilor sau a diferenŃelor de presiune din interiorul unui curent de fluid, precum tuburile Pitôt sau Pitôt–Prandtl, deoarece sensibilitatea (precizia) acestora scade odată cu micșorarea vitezei. De asemenea astfel de aparate măsoară o mărime medie în timp, în unele situaŃii acest fapt constituind un dezavantaj.

În domeniul vitezelor mai mici de 10 m/s s-au impus aparatele electrice, precum anemometrele, sau termoanemometrele, a căror sensibilitate crește odată cu scăderea vitezei, acestea având capacitatea de a măsura valori instantanee. Cele mai utilizate tipuri sunt anemometrul cu fir cald, cu morișcă și anemometrul cu laser, prezentate succint în cele ce urmează.

Principiul de funcŃionare al anemometrului cu fir cald se bazează pe faptul că transferul de căldură prin convecŃie, dintre un solid și un mediu gazos, este dependent de viteza relativă dinte fluid și solid. Constructiv, un termoanemometru se compune dintr-o sondă cu filament de platină, nichel sau wolfram, fixat pe doi suporŃi (electrozi) din manganin și din instalaŃia electrică la care este conectată aceasta.

Firul încălzit de un curent electric este expus perpendicular pe direcŃia de curgere a curentului de fluid, răcindu-se în funcŃie de viteza curentului. Circuitele electrice ale termoanemometrelor depind de metoda adoptată pentru măsurare. Astfel, pentru determinarea vitezei unui fluid se poate măsura intensitatea curentului din circuit pentru o rezistenŃă constantă, cunoscută, vezi Figura 9-17.a, sau prin măsurarea rezistenŃei pentru o intensitate cunoscută, Figura 9-17.b.

Pentru anemometrele uzuale lungimea filamentului este cuprinsă în intervalul 3 – 12 mm, iar diametrul este de 0.025 – 0.15 mm. Astfel de sonde pot fi simple sau combinate, caz în care pot determina variaŃia vitezei pe două sau trei direcŃii, Figura 9-18, ultimul tip de sondă fiind folosit la determinarea gradului de turbulenŃă.

Figura 9-17 Scheme de principiu ale circuitelor electrice ale termoanemometrelor cu curbele de etalonare corespunzătoare

Figura 9-18 Tipuri constructive de sonde anemometrice cu fir cald

Principalele dezavantaje ale anemometrelor cu fir cald se datorează fragilităŃii sondei și a faptului că etalonarea ei nu e stabilă în timp, fiind recomandate reetalonări pentru fiecare măsurătoare în parte.

Principiul de funcŃionare al anemometrului cu morișcă se bazează pe convertirea în semnal electric a mișcării de rotaŃie a unei moriști, a cărei turaŃie este dependentă de viteza curentului de aer. Dimensional sunt mai robuste ca cele prezentate anterior, utilizarea lor fiind limitată de dimensiunile de gabarit ale sondei.

În cazul anemometrelor cu laser, principiul de funcŃionare al acestora se bazează pe efectul Doppler referitor la lumina difuzată de o particulă aflată în suspensie într-un curent de fluid: frecvenŃa undei difuzate fud prezintă un decalaj faŃă de frecvenŃa undei incidente fui , această diferenŃă de frecvenŃă putând fi exprimată în funcŃie de viteza v a particulei

cu relaŃia:

fud − fui = 1 (erud − erui )vr (9. 25)

λui

unde: λui este lungimea undei incidente;

erud , erui sunt vectorii unitari ai direcŃiei luminii difuzate și ai luminii incidente după o direcŃie dată;

Pentru a putea pune în evidenŃă diferenŃe mici de frecvenŃă între două unde de lumină sursa trebuie să fie monocromatică, să aibă o divergenŃă foarte mică ( de ordinul 10 −3 rad ) și să concentreze o energie importantă în punctul de măsurare, proprietăŃi întrunite de laser. Pentru măsurători în aer sunt necesare particule ale căror dimensiuni să fie cuprinse în intervalul (1 – 10) µ.

Avantajul acestei metode constă în faptul că permite măsurarea vitezei într-un punct a unui curent de fluid fără a perturba curgerea acestuia prin prezenŃa unei sonde, dar încă rămâne o metodă scumpă.

9.4.2 Instrumente și aparate pentru determinarea directă a forŃelor aerodinamice

Această categorie de instrumente specifice tunelelor aerodinamice este constituită din balanŃele aerodinamice. Cu ajutorul acestora se pot determina cele șase componente ale torsorului format din forŃa aerodinamică globală și momentul corespunzător acesteia, raportate la originea unui sistem de referinŃă triortogonal drept, precum cel prezentat în paragraful anterior, sau unul orientat după direcŃia curentul de aer.

După numărul componentelor măsurate balanŃele se pot numi cu o componentă (în cel mai simplu caz), cu două componente, sau cu șase componente în cel mai general caz.

După poziŃia faŃă de modelul testat pot fi interioare sau exterioare, iar după principiul de determinare al componentelor se pot clasifica în balanŃe mecanice, Figura 9-19, și balanŃe tensometrice.

Figura 9-19 Schemă de principiu a unei balanŃe mecanice în ,,T “

Deși acurateŃea de determinare a sarcinilor aerodinamice în cazul utilizării balanŃelor tensometrice este de aproximativ ± 1%, mai mică decât a celor mecanice, de precizie ± 0.1%, cele mai utilizate la determinarea caracteristicilor aerodinamice ale automobilelor sunt cele tensometrice, motiv pentru care vor fi prezentate pe scurt în cele ce urmează.

Sunt mai robuste, influenŃează mai puŃin prin prezenŃa lor curgerea în jurul modelului studiat, iar măsurarea componentelor aerodinamice se bazează pe transformarea deformaŃiilor pe care le suferă un element elastic în semnale electrice cu ajutorul unor traductoare, cele mai utilizate fiind mărcile tensometrice. Cel mai simplu element elastic poate fi constituit dintr-o bară din oŃel în consolă, cu ajutorul căruia se pot măsura maxim trei componente (două forŃe și un moment). Pentru a mări sensibilitatea de măsurare se preferă barele cu pereŃi subŃiri, iar poziŃionarea modelului se face astfel încât sarcina globală să fie una excentrică, ca în cazul prezentat în Figura 9-20.

Constructiv, balanŃa tensometrică prezentată în Figura 9-20 se compune din: suport 4 de fixare (rigidă) al modelului studiat în suflerie, braŃul balanŃei 5 și elementul elastic 6 (tub cu pereŃi subŃiri), fixat prin intermediul unui suport 7 de un cadru metalic 8, independent de structura de rezistenŃa a tunelului.

Figura 9-20 BalanŃă tensometrică cu două componente

ForŃele aerodinamice care acŃionează asupra modelului încercat în suflerie sunt transmise prin intermediul braŃului balanŃei la elementul elastic, deformaŃiile acestuia fiind preluate de mărci tensometrice conectate în punte Wheatstone, Figura 9-21, transmise la aparate de înregistrare (tensometre electronice), unde sunt și convertite în semnale electrice, afișate analogic sau digital.

Figura 9-21 Punte Wheatstone

Pentru mărirea numărului de componente măsurabile se pot realiza structuri care să combine două sau trei astfel de elemente elastice, ca în Figura 9-22.

Procedura de etalonare a acestor balanŃe e mai complicată, necesitând și determinarea influenŃelor reciproce dintre componente în cazul deplasărilor mari.

Figura 9-22 BalanŃă tensometrică cu patru componente, dintre care una dublu redundantă

9.4.3 Instrumente și tehnici pentru vizualizarea curgerii

Date importante referitoare la curgerea fluidelor în jurul corpurilor se pot obŃine și prin vizualizarea curgerii în jurul acestora. În general natura acestor informaŃii este una calitativă, dar s-au elaborat și metode care pe baza observaŃiilor vizuale furnizează informaŃii din punct de vedere cantitativ, în special în cazul corpurilor complexe geometric.

Cele mai uzuale tehnici de vizualizare a curgerii aerului în jurul caroseriilor de automobile sunt vizualizarea cu fum sau cu ajutorul firelor lipite de suprafaŃa caroseriei. Sunt ieftine și ușor de realizat practic.

În cazul utilizării tehnicilor cu fum (sau a altor particule vizibile introduse în curentul de aer) scopul de bază îl constituie vizualizarea liniilor de curent și a determinării zonelor de tranziŃie a stratului limită, Figura 9-23. Se utilizează cu precădere în tunele în circuit deschis a căror întreŃinere este mai simplă de efectuat, în cazurile în care au loc depuneri pe suprafeŃele interioare a tubulaturii.

Figura 9-23 Vizualizare cu fum a curgerii în jurul unui automobil

Utilizarea firelor, de mătase sau lână, este cea mai simplă tehnică de vizualizare. Nu necesită aparatură specială de vizualizare și spectrul curgerii pe care îl oferă conŃine informaŃii utile mai ales în ceea ce privește curgerea pe suprafaŃa caroseriei, evidenŃiind zonele de desprindere a stratului limită și de formare a turbioanelor, precum în Figura 9-24.

Figura 9-24 Vizualizare cu fire a curgerii pe caroseria unui automobil

Principalul inconvenient al acestei metode se datorează faptului că prezenŃa firelor poate genera perturbaŃii care să influenŃeze curgerea. Pentru a evita acest inconvenient se utilizează tehnici de vizualizare a curgerii pe suprafeŃele caroseriei folosind uleiuri minerale sau alte substanŃe aderente, cu vâscozitate apropiată de cea a uleiului.

Recent au fost dezvoltate proceduri speciale de vizualizare a curgerii precum PIV (Particle Image Velocimetry). Această tehnică furnizează date despre domeniul supus analizei, măsurând două din componentele vectorilor viteză instantanee ai particulelor într-o secŃiune transversală a curentului de aer, cea de a treia componentă fiind determinată utilizând două camere de luat vederi așezate în poziŃie stereoscopică. Procedeul e similar celui de formare a imaginilor în relief în cazul aparatului vizual al oamenilor. Utilizând camere de luat vederi și calculatore performante se realizează un spectru al curgerii în timp real. Este o metodă foarte scumpă și nu e la îndemâna oricărui laborator de aerodinamică.

9.5 Probleme speciale de aerodinamica autovehiculelor. Efectul de sol

Ca fenomen aerodinamic, efectul de sol este definit de interacŃiunea dintre aerul atmosferic și un vehicul când acesta evoluează în apropierea unei suprafeŃe dense, cel mai adesea reprezentată de sol, dar care poate fi și suprafaŃa liberă a unei ape. Este pus în evidenŃă de modificarea caracteristicilor aerodinamice faŃă de cele obŃinute într-un curent de aer liber.

Ca majoritatea termenilor folosiŃi în aerodinamica autovehiculelor și acesta a fost adoptat din terminologia curentă studiului aeronavelor, dar semnificaŃia lui s-a schimbat.

Astfel, din punctul de vedere al structurilor portante de aviaŃie două fenomene contribuie la apariŃia acestui efect, când o aripă se apropie de sol. Aceste fenomene se referă la influenŃa anvergurii aripii și respectiv la influenŃa corzii acesteia. Rezultatul final constă într-o reducere a rezistenŃei (induse) la înaintare urmată de o creștere de portanŃă. Uzual, când menŃionează efectul de sol, inginerii de aviaŃie fac referire la componenta datorată anvergurii aripii, dominantă în acest fenomen. Reducerea rezistenŃei la înaintare în efect de sol se datorează faptului că structurile de vârtej care se dezvoltă liber la capetele aripii în cazul în care aceasta evoluează într-un curent de aer liber, Figura 9-25, sunt mult atenuate de prezenŃa solului, situaŃie ilustrată în Figura 9-26.

Figura 9-25 Aspectul vârtejurilor la capetele unei aripi în curent liber

Figura 9-26 Aspectul vârtejurilor la capetele unei aripi în efect de sol

Aceste vârtejuri se datorează circulaŃiei aerului dinspre zonele de presiune ridicată (intradosul aripii) spre zonele de presiune mică de pe extradosul aripii modificând distribuŃia de portanŃă, după cum se poate observa în Figura 9-27(a). Cea mai utilizată soluŃie practică pentru a limita acest fenomen este utilizarea unor aripioare laterale (winglets) ca în Figura 9-27 (b).

Figura 9-27 Formarea vârtejurilor la capetele unei aripi

Referitor la influenŃa corzii, efectul de sol nu se concretizează întotdeauna printr-o creștere de portanŃă. Este posibil ca în anumite situaŃii, la unghiuri mici de incidenŃă și cînd intradosul aripii este convex, între suprafaŃa inferioară a aripii și sol să se formeze un tunel Venturi, presiunea scăzută din interiorul acestuia generând o zonă de sucŃiune.

Acest tip de efect de sol este utilizat la proiectarea mașinilor de viteză, care au suprafaŃa inferioară modelată astfel încât să genereze acest fenomen, mărindu-se în acest mod forŃa de apăsare, aderenŃa pneurilor și o mai bună transmitere a cuplului la roŃi, Figura 9-28.

Figura 9-28 EvidenŃierea efectului de sol în cazul unei mașini de viteză

Efectul de sol este foarte bine evidenŃiat de mașinile de Formula 1, la a căror construcŃie se îmbină cele două idei anterior expuse: de a avea o aripă care să ruleze în imediata vecinătate a solului și de a profila corespunzător suprafaŃa inferioară astfel încât să se creeze efectul de tunel Venturi între aceasta și pistă.

Figura 9-29 ConfiguraŃie tipică a unui automobil de mare viteză

Așa cum a fost prezentat până acum, nu se poate vorbi de efect de sol în cazul mașinilor obișnuite. Acestea au garda la sol mărită pentru a putea evolua și în condiŃii de teren cu denivelări. Pe de altă parte autovehiculele sunt concepute să evolueze în apropierea solului, în contact cu acesta prin intermediul pneurilor, deci în efect de sol. În consecinŃă, utilizarea acestui termen în cazul automobilelor păstrând semnificaŃia specifică aviaŃiei devine inadecvată. În concordanŃă cu fenomenele care au loc în cazul automobilelor, un termen mai adecvat este acela de efect Venturi.

Unii ingineri proiectanŃi de automobile folosesc expresia efect de sol când menŃionează mișcarea relativă dintre calea de rulare și mașini, când acestea sunt evaluate experimental în tunele aerodinamice (Cogotti 1996). În acest sens s-au dezvoltat diverse metode care să reproducă acest fenomen.

Există posibilităŃi variate de reprezentare a căii de rulare în tunele aerodinamice, dar cele mai utilizate sunt:

suprafaŃă solidă fixă, vezi Figura 9-30; este cea mai simplă și mai des utilizată metodă, dar nu se pune în evidenŃă mișcarea relativă dintre vehicul și sol, și cel mai adesea nici mișcarea de rotaŃie a roŃilor; între acestea și podea este necesară existenŃa unui spaŃiu h în vederea izolării modelului studiat și înregistrării corecte a forŃelor aerodinamice;

Figura 9-30

metoda oglindirii, utilizând un model identic cu cel studiat, plasat simetric faŃă de primul, vezi Figura 9-31; această metodă afectează negativ raportul de blocare al tunelului în cazul modelelor la scară 1:1, sau implică un studiu efectuat pe modele la scări subunitare;

Figura 9-31

prin ejecŃie, prin suflarea unui curent de aer de grosime mică și viteză mare, tangenŃial la suprafaŃa podelei, vezi Figura 9-32, care să realizeze o distribuŃie de viteze acceptabil uniformă la nivelul secŃiunii de testare prin micșorarea grosimii stratului limită la nivelul podelei;

Figura 9-32

Metoda anterior prezentată este îmbunătăŃită dacă se utilizează dispozitive de control a stratului limită la nivelul podelei pe întreaga suprafaŃă a acesteia. În Figura 9-33 este ilustrată situaŃia în care acest control se realizează prin sucŃiune. Principalul inconvenient este legat de dificultatea determinării vitezei de aspiraŃie.

Figura 9-33

cu bandă rulantă, cu sau fără luarea în considerare a mișcării de rotaŃie a roŃilor, vezi Figura 9-34, respectiv Figura 9-35; principalul inconvenient derivă din capacitatea limitată a benzii rulate de a suporta greutatea modelelor la scara 1:1; în cazul în care roŃile sunt fixe, această capacitate se îmbunătăŃește; de asemenea dimensiunile benzii rulante sunt limitate în raport cu cele ale modelelor studiate.

Figura 9-34

Figura 9-35

La simularea efectului de sol în tunele aerodinamice trebuie avute în vedere:

mărimile fizice δ, δ* , θ, vi și x (vezi capitolul anterior) ce trebuiesc reproduse: în situaŃii reale, la o distanŃă mare în faŃa și spatele automobilului nu există strat limită la nivelul solului, datorită absenŃei mișcării relative dintre aer și sol, adică mărimile anterior menŃionate sunt nule; câmpul de viteze și grosimea stratului limită pot evolua diferit, în funcŃie de geometria vehiculului, unghiului de atac șa; metoda utilizată pentru reproducerea acestui fenomen.

Singura metodă care, în principiu, este capabilă să reproducă toate proprietăŃile stratului limită care se dezvoltă la nivelul solului în situaŃii reale pentru un curent de aer uniform este cea în care se utilizează o bandă rulantă, Figura 9-36.

Figura 9-36 EvoluŃia stratului limită în cazul utilizării unui dispozitiv cu bandă rulantă

Totuși, realizarea acestor dispozitive, din punct de vedere tehnic, este departe de a rezolva toate problemele legate de simularea efectului de sol. Acestea se datorează în primul rând dimensiunilor limitate ale benzii rulante în raport cu cele ale modelelor la scara 1:1, de stabilitate a acesteia în timpul funcŃionării (pot apare fenomene de flutter), dificultăŃilor legate de corelarea mișcării benzii cu cea a roŃilor șa. Ca și celelalte metode de simulare a efectului de sol, nici aceasta nu oferă posibilitatea efectuării unor studii de aerodinamică cu vânt lateral.

DETERMINAREA CARACTERISTICILOR AERODINAMICE ALE

AUTOVEHICULELOR IN MEDII VIRTUALE

Întrucât mediul concurenŃial competitiv impune firmelor de profil lansarea pe piaŃă de noi modele conceptuale la intervale de timp cât mai scurte, proiectanŃii caroseriilor au nevoie de date privind performanŃele și comportamentul mașinii din punct de vedere aerodinamic încă din faza de anteproiect. În acest context, metodele de analiză CFD (Computational Fluid Dynamics) reprezintă un răspuns viabil la această problemă. Simulările CFD pot fi utilizate chiar din faza în care nu sunt disponibile machete sau modele fizice ale automobilului studiat, care să fie testate în tunele aerodinamice. De altfel, în acest mod este înlăturat unul din neajunsurile testărilor în suflerie, acela al dimensiunilor reduse ale camerei de testare, rezultatele obŃinute pe cale experimentală fiind afectate de interferenŃele dintre model și pereŃii tunelului. În cazul analizelor numerice, domeniul supus investigaŃiilor poate fi cu mult mai mare, în concordanŃă cu resursele de calcul avute la dispoziŃie.

Dezvoltarea soft-urilor din domeniul CFD (FLUENT, STAR CD, PAM Flow, ANSYS-CFX, Nastran-CFD, etc.), a facilităŃilor oferite de acestea în ceea ce privește vizualizarea precum și a calculatoarelor, face ca estimarea corectă și completă a comportamentului aerodinamic al unui autovehicul să necesite un timp mult mai scurt, implicând un colectiv redus, ca număr de persoane, cu cheltuieli rezonabile.

10.1 Necesitatea și avantajele simulărilor CFD. Dezavantajele tunelelor aerodinamice

Necesitatea și avantajele pe care le oferă evaluările în medii virtuale a performanŃelor aerodinamice ale automobilelor decurg din dezavantajele utilizării tunelelor aerodinamice, principalele inconveniente fiind legate de:

costurile foarte mari ale sufleriilor și ale echipamentelor utilizate, în special a celor ce încearcă să reproducă mișcarea relativă dintre automobil și sol (de simulare a efectului de sol);

obŃinerea unor rezultate viciate de interferenŃele dintre modelul studiat și tunelul aerodinamic.

Cele două menŃionate anterior sunt interdependente și încercarea de reducere a uneia dintre ele are ca efect creșterea celeilalte. Astfel, pentru diminuarea interferenŃelor dintre pereŃii camerei de testare și mașină (în cazul tunelelor cu secŃiune închisă) sunt necesare tunele de mari dimensiuni, cu costuri de realizare și consumuri energetice ridicate. Utilizarea unor suflerii mai mici are ca rezultat mărirea interferenŃelor suflerie –

model testat (la aceleași dimensiuni ale acestuia), cu consecinŃe negative asupra rezultatelor obŃinute. În cazul tunelelor cu secŃiune de testare deschisă rezultatele sunt influenŃate, pe de o parte, de efectul de confuzor (la ieșirea din confuzor are loc o destindere a aerului circulat prin suflerie), iar pe de altă parte de interferenŃa dintre modelul testat și colectorul (difuzorul) sufleriei. În acest caz, poziŃia mașinii în zona de testare devine importantă pentru obŃinerea unor rezultate cât mai precise.

Altă dificultate legată de testările în tunele aerodinamice, menŃionată la începutul acestui capitol, este legată de simularea mișcării relative dintre automobil și sol, sau pe scurt a efectului de sol.

În aceste condiŃii, odată cu dezvoltarea unor programe de calcul CFD adecvate, și cu creșterea performanŃelor mașinilor de calcul, evaluarea caracteristicilor aerodinamice și pe cale numerică a devenit tot mai atractivă.

Pentru a fi competitive, metodele CFD trebuie să îndeplinească două condiŃii:

să poată reproduce cu acurateŃe condiŃiile fizice din timpul testelor, astfel încât rezultatele obŃinute să fie suficient de precise; în acest context ar trebui să determine variaŃii ale coeficientului de rezistenŃă la înaintare de ordinul miimilor:

∆cx = 0.002 ; să dureze mai puŃin ca încercările în suflerie.

Deși prima condiŃie este absolut necesară, uneori se consideră ca fiind suficientă a doua. Acest lucru se datorează faptului că proiectarea automobilelor devine, pe zi ce trece, un proces integrat pe calculator, inginerii putând face predicŃii asupra comportamentului aerodinamic al unui prototip înainte ca acesta să fie realizat fizic, scurtându-se semnificativ timpul de lansare pe piaŃă. De asemenea, prin utilizarea metodelor numerice se elimină inconvenientele legate de spaŃiul de testare din suflerii și de simulare a efectului de sol, acesta realizându-se doar prin impunea unor condiŃii la limită pe domeniul supus analizei. Totuși, datorită limitărilor de ordin matematic ale modelelor ce reproduc mediul fizic de desfășurare a experienŃelor în tunele, în acest moment nu se poate vorbi de o renunŃare la testarea aerodinamică a automobilelor în suflerii. Rezultatele obŃinute în urma simulărilor numerice vin în completarea celor obŃinute clasic în laborator, nuanŃându-le, datorită posibilităŃilor de afișare (vezi Figurile 10-11, 10-12, 10-13), în acest sens oferind informaŃii despre procesele de curgere în intimitatea acestora.

Există patru direcŃii principale de abordare și dezvoltare a programelor CFD. Acestea se bazează pe:

ecuaŃia Laplace;

ecuaŃiile Navier-Stokes mediate sub forma Reynolds (RANS – Reynolds-averaged

Navier-Stokes equations); metode numerice directe (DNS Direct Numerical Simulation); modele zonale (hibride).

EcuaŃia Laplace este rezolvată prin bine cunoscuta metodă a panourilor, în care doar suprafaŃa automobilului și calea de rulare a acestuia sunt discretizate. Prezintă avantajul obŃinerii unei soluŃii rapide, dar are dezavantajul că se poate aplica doar fluidelor ideale (nevâscoase) și nu oferă, în mod obișnuit, informaŃii despre procesele din trena de vârtejuri, dacă aceasta nu este modelată. Acest proces se realizează de obicei cu date obŃinute în urma experimentelor din suflerii, sau conform experienŃei personale a inginerului analist.

Metoda bazată pe rezolvarea ecuaŃiilor Navier-Stokes mediate sub forma Reynolds necesită utilizarea unui model de turbulenŃă. Cele mai des utilizate, cu rezultate bune în cazul modelelor cu o geometrie relativ complicată, sunt cele de tip k −ε (standard k −ε, new k −ε, RNG), bazate pe considerarea energiei turbulente cinetice și a disipaŃiei vâscoase.

Metodele numerice directe au fost dezvoltate și aplicate cu succes în Japonia. Utilizând grile cu un număr de noduri de ordinul 106, s-a reușit estimarea caracteristicilor aerodinamice ale unui automobil cu o acurateŃe de 5%, la nivelul anilor ‘90. Folosind un supercomputer, generarea grilelor de discretizare a durat 3 zile, iar procesul de soluŃionare numerică 20 de ore CPU (în prezent, timpii necesari unei astfel de analize sau micșorat semnificativ).

Schemele hibride de modelare numerică necesită, din partea inginerului, cunoștinŃe solide despre procesele de dinamica fluidelor și a modului în care se dezvoltă curgerea în jurul modelului. Astfel, domeniul de analiză din jurul modelului studiat este împărŃit în subregiuni, în funcŃie de modul în care se preconizează că va evolua procesul de curgere. Uzual, domeniile analizate sunt divizate în două astfel de zone:

a curgerii neperturbate și fără zone de separaŃie (în faŃa automobilului, de exemplu) procesul numeric este soluŃionat cu metoda panourilor, în mod uzual;

a curgerii perturbate, cu zone de separaŃie, rezolvate cu metode bazate pe rezolvarea ecuaŃiilor Navier-Stokes.

Deși nu exclud metodele clasice de evaluare a caracteristicilor aerodinamice ale automobilelor, în suflerii, tehnicile numerice de soluŃionare a proceselor de dinamica fluidelor sunt într-un proces continuu de dezvoltare și se preconizează că într-un timp cât mai scurt, prin utilizarea acestora, va fi posibilă obŃinerea unor rezultate remarcabile.

10.2 Etapele proceselor CFD

În desfășurarea unui proces CFD se parcurg trei etape, după cum urmează: preprocesarea, soluŃionarea numerică, postprocesarea.

Procesarea este partea cea mai complexă și mai laborioasă a unui proces de modelare numerică. În această etapă au loc următoarele: stabilirea domeniului de calcul, în concordanŃă cu fenomenul studiat și

elaborarea modelului geometric al acestuia;

discretizarea domeniului de calcul – detalii despre această operaŃie sunt

prezentate în paragraful 10.2.1.

impunerea condiŃiilor de curgere pe frontierele domeniului;

stabilirea parametrilor ce definesc procesul studiat și a schemei de soluŃionare numerică (pot fi incluse și în etapa următoare).

SoluŃionarea numerică este etapa în care se rezolvă efectiv sistemul de ecuaŃii ce definesc fenomenul studiat. În paragraful 10.2.2 sunt prezentate ecuaŃiile guvernante ale proceselor CFD.

În faza de postprocesare are loc vizualizarea și evaluarea rezultatelor obŃinute în etapa anterioară. Din punct de vedere al prezentării grafice a rezultatelor, tehnicile CFD oferă numeroase facilităŃi, acestea fiind unul din motivele pentru care sunt utilizate ca tehnici complementare celor de evaluare practică în suflerii. Exemple în acest sens sunt prezentate la sfârșitul acestui capitol.

10.2.1 Grile de discretizare

Datorită faptului că problemele de dinamica fluidelor cu relevanŃă în practica curentă au un caracter puternic neliniar și a limitării metodelor de rezolvare pe cale analitică a acestora, o alternativă viabilă de rezolvare este aceea de transpunere a problemei studiate din domeniul analizei matematice în cel al algebrei, în care soluŃia se poate obŃine în urma rezolvării numerice a unui sistem de ecuaŃii algebrice. În acest context, discretizarea este acŃiunea premergătoare soluŃionării, reprezentând procedeul de selectare a punctelor domeniului fizic în care soluŃia numerică este prospectată.

Alegerea unei topologii de discretizare și realizarea optimală a acesteia reprezintă etape ale unui proces complex, în care, doar simŃul ingineresc sau rutina se pot dovedi uneori insuficiente, fie și numai din punct de vedere al economiei resurselor de calcul. În acest sens, o rezoluŃie foarte bună, ce asigură o reprezentare fidelă a profilului domeniului real, conduce la un efort considerabil de procesare a datelor. De altfel, rezoluŃia nu este singurul parametru ce descrie calitatea unei grile. Deoarece sunt frecvente situaŃiile când, pentru aceeași rezoluŃie, se pot imagina sute de alternative de discretizare, este dificil de apreciat care dintre acestea prezintă avantaje maxime din punt de vedere al timpului consumat pentru pregătirea datelor de intrare, a elaborării metodologiei de lucru și a timpului de soluŃionare numerică, sau al nivelului admisibil al erorii soluŃiei aproximative în raport cu cea exactă.

În cele ce urmează sunt prezentate o clasificare a principalelor tipuri de grile de discretizare și a criteriilor de calitate pe care trebuie să le îndeplinească acestea.

10.2.1.1 Clasificarea grilelor de discretizare

Din punct de vedere topologic, grilele de discretizare pot fi de tip C, vezi Figura 10-1, O, vezi Figura 10-2 și H, Figura 10-23. ConvenŃional, tipul grilei este stabilit prin analogie cu forma literei pe care o au liniile dispuse paralel cu direcŃia dată de axa principală de simetrie a domeniului, sau după caz, de direcŃia principală a curentului.

Figura 10-1 Grilă tip C, generată în jurul unui profil aerodinamic

Figura 10-2 Grilă de tip O Figura 10-3 Grilă de tip H

În cazul domeniilor tridimensionale se pot întâlni grile ce reprezintă combinaŃii ale celor enunŃate anterior. Astfel, în Figura 10-4 și Figura 10-4 sunt prezentate grile de tip C-H, respectiv O-H.

Figura 10-4 Grilă tip C-H Figura 10-5 Grilă tip O-H

Punctele în care liniile de grilă se intersectează în plan sau în spaŃiu poartă denumirea de noduri, sau puncte nodale. Subdomeniile primare delimitate de perechi de linii succesive se numesc celule ale grilei. Din punct de vedere al geometriei celulelor, se disting două tipuri de grile: structurate și nestructurate. Grilele structurate sunt acelea la care, în plan, celulele sunt patrulatere (regulate sau nu). La grilele nestructurate, forma în plan a celulelor este cel mai adesea triunghiulară, mai rar hexagonală sau octogonală.

Din punct de vedere structural, grilele se împart în două categorii: monobloc, respectiv multibloc. În cazul grilelor monobloc, Figura 10-6, domeniul fizic este acoperit cu o

singură reŃea.

Figura 10-6 Grilă monobloc bidimensională, generată în jurul secŃiunii longitudinale a unui automobil

Discretizarea unui domeniu cu ajutorul unei grile multibloc, Figura 10-7, impune divizarea acestuia în regiuni, geometric simple, care vor fi acoperite, fiecare în parte, cu reŃele proprii. În acest caz, punctele de discretizare (nodurile grilei) a două reŃele adiacente coincid pe frontierele comune acestora.

Figura 10-7 Grilă multibloc bidimensională

10.2.1.2 Criterii de calitate a grilelor structurate

Pe lângă condiŃiile legate de reproducerea cât mai fidelă a frontierelor domeniului fizic analizat, o grilă de discretizare trebuie să mai satisfacă următoarele criterii de calitate, impuse de necesitatea definirii parametrilor cinematici și dinamici care descriu mecanismul procesului de curgere:

ortogonalitatea liniilor de grilă pe toate direcŃiile; avierea;

condensarea în regiunile în care gradienŃii mărimilor fizice ce caracterizează procesul de curgere au valori ridicate; asigurarea unei spaŃieri minime pe toate direcŃiile.

Ortogonalitatea liniilor de grile asigură o reprezentare corectă a derivatelor parŃiale ce compun ecuaŃiile diferenŃiale ale modelului matematic care descrie fenomenul fizic studiat și vizează două aspecte. Primul se referă la unghiul sub care liniile de grilă intersectează frontierele interioare și exterioare ale domeniului, iar al doilea la unghiul sub care liniile reŃelei se intersectează între ele. Dacă în ceea ce privește ortogonalitate liniilor de grilă în interiorul domeniului, abaterile sunt în general tolerabile, în vecinătatea frontierelor, problema este una de maximă importanŃă, deoarece orice defect de generare în aceste zone introduce erori suplimentare celor care sunt oricum introduse de aproximările condiŃiilor la limită.

Generarea unor grile complet ortogonale este deosebit de dificilă (uneori imposibilă) în cazurile domeniilor cu geometrie complexă (ca în cazul majorităŃii simulărilor tridimensionale), astfel încât, acest parametru de calitate a grilelor de discretizare este asigurat doar într-o oarecare măsură. Pentru reducerea influenŃelor negative asupra acurateŃei soluŃiei, pe care le induc grilele cu abateri de la ortogonalitate, literatura de specialitate recomandă, ca tehnici complementare generării, anularea derivatelor de ordinul al doilea mixte (dacă acestea există) din modelului matematic, sau utilizarea vâscozităŃilor artificiale.

Avierea liniilor de grilă oferă, din punct de vedere analitic un caracter eliptic reŃelei de discretizare. O grilă a cărei linii prezintă frânturi (discontinuităŃi ale pantelor) în interiorul domeniului fizic poate induce apariŃia unor erori exagerate în procesul de discretizare.

Condensarea liniilor, în vecinătatea frontierelor solide sau a zonelor în care gradienŃii mărimilor fizice ce intră în componenŃa ecuaŃiilor diferenŃiale ale modelului matematic au valori semnificative (de exemplu în zonele de separaŃie a curgerii), este o condiŃie esenŃială a modelărilor numerice la numere Reynolds mari, ca în cazul simulărilor aerodinamice. În aceste situaŃii, în care grosimea stratului limită este mică, o descriere corectă a formei acestuia implică o grilă cu o rezoluŃie foarte bună, deci un număr mare de noduri în vecinătatea frontierelor. Astfel, se recomandă ca distanŃa minimă dintre două linii de grilă consecutive și paralele cu frontiera solidă să nu depășească valoarea ∆min = 0.05 / Re .

Pentru a nu mări în mod nejustificat ordinul de mărime al grilei (a numărului de noduri), se pot genera grile la care distribuŃia liniilor se face conform unei progresii geometrice, Figura 10-8. În cazul curgerilor turbulente, un parametru care confirmă (în faza de postprocesare) dacă grila utilizată a respectat acest criteriu de calitate este y+ (parametru adimensional – detalii despre acesta se vor furniza în paragraful referitor la criteriile care trebuie avute în vedere pentru ca rezultatele unei analize să poate fi validate).

Figura 10-8 Grilă bidimensională multibloc, cu distribuŃie în progresie a liniilor de grilă pe subdomenii

SpaŃierea presupune asigurarea unei distanŃe minime între două linii de grilă consecutive în scopul evitării intersectării acestora, caz în care s-ar obŃine celule cu arii negative.

Astfel, din punct de vedere conceptual, o grilă de discretizare generată corect trebuie să asigure următoarele:

distribuirea punctelor în câmpul soluŃiei într-un mod ordonat, astfel încât vecinătăŃile fiecărui nod să poată fi ușor identificate, în acest mod asigurându-se o stocare și manipulare eficiente ale informaŃiilor referitoare la poziŃiile geometrice ale nodurilor;

comunicarea rapidă între noduri, astfel încât particularităŃile distribuŃiei acestora să fie conservate chiar și în cazul deplasării lor în spaŃiu în timpul calculului (de exemplu în cazul grilelor adaptive);

intermedierea reprezentării cu acurateŃă bună a funcŃiilor continue prin valori discrete pe mulŃimea finită a nodurilor și asigurarea unor modalităŃi eficiente de evaluare a erorii în această reprezentare.

Totodată, trebuie avut în vedere faptul că în nivelul de satisfacere a criteriilor de calitate a grilelor intervine și modelul matematic ce trebuie rezolvat pe respectiva grilă, cât și schema numerică asociată.

Cele mai noi tipuri de grile sunt cele adaptive și prezintă avantajul că pot condensa numărul de noduri de calcul în mod dinamic (în timpul procesului de soluŃionare numerică) în zonele în care gradienŃii mărimilor fizice ce intră în componenŃa ecuaŃiilor diferenŃiale ale modelului matematic au valori mari.

Figura 10-9 Exemplu de grilă generată în jurul caroseriei unui automobil

10.2.2 EcuaŃiile guvernante în procesele CFD

Principalele legi care guvernează procesele de dinamica fluidelor și care sunt utilizate și la construcŃia modelelor matematice ce descriu aceste fenomene, sunt cele de conservare:

Legea conservării masei;

Legea conservării impulsului (cantităŃii de mișcare);

Legea conservării energiei.

În cele ce urmează vor fi prezentate ecuaŃiile complete ce definesc aceste legi, precum și formele ce caracterizează unele cazuri particulare de curgere.

EcuaŃia vectorială ce exprimă Legea conservării masei (cunoscută și sub denumirea de EcuaŃia continuităŃii) în dinamica fluidelor este:

∂ρ r = 0 , (10. 1)

+ div(ρV )

∂t

unde: ρ – densitatea fluidului; Vr – vectorul viteză; t – variabila temporală.

Pentru o curgere tridimensională, în coordonate carteziene xyz , această ecuaŃie se rescrie sub forma:

∂ρ+ ∂(ρu) + ∂(ρν) + ∂(ρw) = 0 , (10. 2)

∂t ∂x ∂y ∂z

unde: u , ν, w – componentele vitezei corespunzătoare celor trei direcŃii: x , y,

z ;

Pentru fluidele incompresibile în mișcare staŃionară, ecuaŃia de continuitate capătă forma simplificată (10.3) și este verificată adesea ca o condiŃie a acurateŃei sau a convergenŃei soluŃiei în procesele CFD (debitul de fluid ,,intrat’’ trebuie să fie cât mai apropiat ca valoare de cel ,,ieșit’’). De asemenea, sunt frecvente cazurile când ecuaŃia continuităŃii este utilizată în algoritmul de determinare numerică a presiunii. În general se poate considera ca ecuaŃiile Navier-Stokes furnizează componentele vitezei ca răspuns la distribuŃia de presiuni din domeniul supus analizei.

r ∂(u) ∂(ν) ∂(ρw)

∂t ∂t E

Cu ajutorul acestui termen se pot evalua vitezele de propagare a undelor de presiune în interiorul fluidelor. Astfel, viteza de propagare a undelor este direct proporŃională cu valoarea modulului de elasticitate.

Legea conservării impulsului furnizează ecuaŃia de mișcare a fluidelor vâscoase. Sub formă vectorială aceasta se exprimă astfel:

  1 

dV

volum de fluid.

Teoria generală a frecării dintre straturile alăturate de fluid arată că schimbarea formei elementelor fluide conduce la apariŃia unor tensiuni de natura celor care se întâlnesc în corpurile elastice, cu specificaŃia că aceste tensiuni nu sunt proporŃionale cu deformaŃia, ci cu viteza de deformaŃie. Astfel, sub formă vectorială, expresia forŃelor de natură vâscoasă este:

= µ∆V+ µ∇(∇V) (10. 8) fν ρ ρ

unde: µ – vâscozitatea dinamică a fluidului;

∆ – operatorul diferenŃial de ordinul doi (operatorul lui Laplace);

Introducând relaŃia (10.8) în (10.7) și proiectând relaŃia obŃinută pe axele reperului triortogonal drept Oxyz, se obŃine următorul sistem de ecuaŃii:

 ∂∂ut + u ∂∂ux +ν∂∂uy + w ∂∂uz = fmx − ρ1 ∂∂px +υ ∂∂x2u2 + ∂∂y2u2 + ∂∂z2u2  +υ∂∂x  ∂∂ux + ∂∂νy + ∂∂wy 

 

 ∂∂νt + u ∂∂νx +ν∂∂νy + w ∂∂νz = fmy − ρ1 ∂∂py +υ ∂∂x2ν2 + ∂∂y2ν2 + ∂∂z2ν2  +υ∂∂y  ∂∂ux + ∂∂νy + ∂∂wy  (10. 9)

∂∂wt + u ∂∂wx +ν∂∂wy + w ∂∂wz = fmz − ρ1 ∂∂pz +υ ∂∂x2w2 + ∂∂y2w2 + ∂∂z2w2  +υ∂∂z  ∂∂ux + ∂∂νy + ∂∂wy 

unde: υ – vâscozitatea cinematică;

Pentru fluidele incompresibile (ρ= ct. ⇒ ∇V= 0 , conform ecuaŃiei continuităŃii) sistemul de ecuaŃii (10.9) se poate scrie sub forma simplificată:

 du 1 ∂p

 dt = fmx − ρ∂x +υ∆u



dν= fmy − 1 ∂p +υ∆ν (10. 10)  dt ρ∂y

dwdt = fmz − ρ1 ∂∂pz +υ∆w

EcuaŃiile (10.10) poartă denumirea de ecuaŃiile Navier-Stokes, sau ecuaŃiile de mișcare ale fluidelor vâscoase incompresibile. Vectorial, ele capătă următoarea formă:

dV

 − 1 ∇p +υ∆V (10. 11)

dt = fm ρ

Dacă se Ńine seamă și de efectele de compresibilitate, ecuaŃiile Navier-Stokes generalizate se scriu sub forma (10.12), unde ultimul termen reprezintă variaŃia forŃelor elastice care acŃionează asupra fluidului:

dV

 − 1 ∇p +υ∆V+ 1 ∇(υ∇V) (10. 12)

dt = fm ρ 3

Integrarea acestor ecuaŃii este dificilă și posibilă doar în unele cazuri particulare, în care comportamentul fluidului din punct de vedere vâscoelastic este unul de tip newtonian (mișcări laminare).

EcuaŃia conservării energiei (ecuaŃia bilanŃului de energii) face legătura între fenomenele mecanice și termodinamice care apar în procesele de dinamica fluidelor, fiind o expresie matematică a primului principiu al termodinamicii. EcuaŃia energiei totale, sau ecuaŃia energiei în forma a doua, este:

d  V 2   ∂p  2  

λ unde: cp – căldura specifică a fluidului la presiune constantă.

EcuaŃiile care definesc legile enumerate anterior, la care se adaugă ecuaŃiile de mișcare ale fluidelor, legea vâscozităŃii și ecuaŃia de stare (în cazul gazelor) formează un sistem ce modelează procesele de dinamica fluidelor și care este rezolvat cel mai adesea numeric cu ajutorul tehnicilor CFD.

10.2.3 Criterii de convergenŃă ale unei analize CFD. Validarea rezultatelor

Referitor la aplicaŃiile CFD este necesară verificarea acurateŃei soluŃiei obŃinute. Evaluarea rezultatelor astfel obŃinute este la fel de importantă ca și în cazul experimentelor unde este de așteptat ca să fie furnizate informaŃii despre precizia măsurătorilor efectuate.

Unul din criteriile cheie care determina acurateŃea unei analize CFD este cel al convergenŃei soluŃiei iterative. Majoritatea metodelor numerice utilizate în cazul analizelor CFD necesita un număr mare de iteraŃii pentru ca soluŃia sa fie una convergentă. În mod obișnuit, eroarea de convergenŃă a soluŃiei iterative se definește ca fiind diferenŃa dintre soluŃia la iteraŃia curentă și soluŃia exactă a ecuaŃiilor diferenŃiale, dar adesea, în procesul de evaluare a convergentei soluŃiei se utilizează diferenŃa dintre soluŃiile a două iteraŃii succesive. Aceasta din urmă prezintă unele dezavantaje, deoarece orice factor de relaxare cit de mic poate să conducă la o falsa indicaŃie de convergentă. Indiferent de algoritmul utilizat, trebuie să se verifice întotdeauna dacă soluŃia obŃinută este una convergentă, sau nu, printr-o evaluare strictă a criteriilor de convergentă. În acest sens, majoritatea publicaŃiilor de referinŃa din domeniu impun demonstrarea faptului ca soluŃia este una convergentă ca o condiŃie pentru publicare.

Un alt criteriu de evaluare al soluŃiei obŃinute este cel al independenŃei soluŃiei faŃă de dimensiunea grilei de discretizare. Datorită dimensiunilor finite ale (elementelor) celulelor de discretizare vor exista diferenŃe faŃă de soluŃia exactă a ecuaŃiilor diferenŃiale. Cel mai uzual mod de a demonstra independenŃa soluŃiei faŃă de dimensiunea grilei de discretizare este de a efectua o a două analiză utilizând o grilă de discretizare cu un număr de noduri dublu, sau dacă resursele de calcul avute la dispoziŃie nu o permit, măcar a unei grile cu un număr de noduri cât mai apropiat de cel al grilei duble.

Referitor la grila de discretizare, alt factor care influenŃează acurateŃea soluŃiei este valoarea y+, care trebuie să fie cuprinsă în intervalul 10 – 100 în cazul în care se utilizează o funcŃie (logaritmică) corespunzătoare curgerii (vâscoase) în proximitatea suprafeŃelor solide (Wilcox 2000), iar dacă ecuaŃiile modelului de turbulenŃă sunt integrate și în substratul vâscos, valoarea acestuia trebuie să fie subunitară, ceea ce implica o grilă de discretizare foarte fină în apropierea suprafeŃelor solide și implicit resurse de calcul importante.

Figura 10-10 Model CAD tridimensional evaluat aerodinamic cu ajutorul tehnicilor CFD

Figura 10-11 VariaŃia vitezei aerului în jurul automobilului pe întreg domeniul de calcul

Figura 10-12 VariaŃia vitezei aerului în jurul automobilului – detaliu în planul longitudinal

Figura 10-13 VariaŃia coeficientului de presiune pe suprafaŃa automobilului, fără și cu vizualizarea traiectoriilor particulelor de aer în jurul automobilului

ANEXE

BIBLIOGRAFIE

***, Aerodynamic Testing of Road Vehicle, SAE Information Report, SAE J2071 JUN94.

***, ColecŃia Verkehrs Unfall und Fahrzeugtechnik 1996-2004.

***, Dubbel, Manualul inginerului mecanic – fundamente, Editura Tehnică, București, 1998.

***, Prospectele firmelor CLOOS, KUKA, OPEL, RENAULT, CIBA, BMW.

***, Reduction des couts de fabrication de flans raboutes, Soudronic, 1996.

***, Seria de standarde ISO 9000.

Barlow, J., Rae, W., Pope, A., Low-speed wind tunnel testing, Third Edition, USA, 1999.

Blăjină, O. A., Maple în matematica asistată de calculator, Editura Albastră, Cluj – Napoca, 2001.

Brahat, M., Comportement en service des assemblages soudes, Ingenieurs de l’automobile, 03/1985.

Bratu, P., Sisteme elastice de rezemare pentru mașini și utilaje, Editura Tehnică, 1990.

Chiru, A., Marincaș, D., Tehnologii speciale de fabricare și reparare a autovehiculelor, Universitatea Transilvania Brașov, 1991.

Chiru, A., ș.a., Table „sandwich” folosite în construcŃia autovehiculelor, ConferinŃa CONAT 1996, Brașov.

Cogotti Antonello, Ground Effect Simulation for Full-Scale Cars in the Pininfarina Wind Tunnel, SAE Inc., Vehicle Aerodynamics PT-49/ ISBN 1-56091-594-3, Page

135, 1996

Covo, C., Conditions operatoires d’application de la norme bruit exterieur aux vehicules industriels, Ingenieurs de l’automobile, 04/1993.

Dragomir, D., Proiectare asistată de calculator pentru inginerie mecanică, Editura Teora, 1996.

Fenton, J., Handbook of Vehicle Design Analysis, Society of Automotive Engineers, Inc., Warrendale, Pa., USA, 1996.

17.Gaiginschi, R., Filip, I., Expertiza tehnică a accidentelor rutiere, Editura Tehnică, București, 2002

Haller, J., TOX – Pressotechnick Weingarten. Optimierungsmoglichkeiten bein Durchsetzfugen im Verleich zum Punktschweissen, vuf 10/1996.

Hanicke, L., Nilsson, C., Hight precision in car body production, Automotive Manufacturing, oct – 1995.

Holt, D., Manufacturing technology, Automotive manufacturing, oct-1995.

Horner, H., Prozesssicherheit an Durchsetzfugeanlagen. Diplomarbeit, Mercedes Benz AG, Werk Sindelfingen 1965.

Huminic A., Chiru A., Ground Effect in Design of Vehicle, FISITA 2004 World Automotive Congress, on CD, F2004F130.

Huminic Angel, Chiru Anghel, Comparative Study of Different Ground Simulation Techniques used in Numerical Investigation of Vehicle Aerodynamics, Bucharest Politehnica Press, The 7th International Conference, FUEL ECONOMY, SAFETY and RELIABILITY of MOTOR VEHICLES, ESFA 2003, Volume 1, ISBN 973-8449-10-3.

Huminic, A., Analiza CFD a influenŃei efectului de sol asupra caracteristicilor aerodinamice ale unui automobil de teren, Contract de cercetare știinŃifică nr. 33.459/17.07.2002, CNCSIS – Universitatea Transilvania din Brașov.

Huminic, A., Analiza CFD a influenŃei efectului de sol asupra caracteristicilor aerodinamice ale unui automobil de teren. Faza a II-a, Determinarea experimentală a caracteristicilor aerodinamice ale automobilului ales pentru studiu – Contract de cercetare știinŃifică nr. 33.253/25.06.2003, CNCSIS – Universitatea Transilvania Brașov

Huminic, A., Dani, P., Szava, I., Huminic, G., A tensometric Method for Aerodynamic Loads Evaluation – Proceedings of the 2nd International Conference on Dynamics of Civil Engineering and Transport Structures and Wind Engineering – DYN-WIND’ 2003, ISBN 80-8070-066-4, Tale, Slovak Republic, 2003.

Idelcik, I., E., Îndrumător pentru calculul rezistenŃelor hidraulice, Editura Tehnică, București, 1984.

Iovănaș, R., Andreescu, F., Cândea, V. – Sudarea prin presiune în puncte, Editura Lux Libris, Brașov, 1995.

Iovănaș, R., ș.a. – Echipamente pentru sudarea prin presiune în puncte, Editura Lux Libris, Brașov, 1999.

Klein, F., Strategia de intreŃinere și reparare la liniile de construcŃii caroserii în uzina BMW Muenchen, ConferinŃa CONAT 1996, vol. VI, Brașov.

Klink, W., Alternative Fugetechnologien fur Stabal Aluminiumlegierungen und deren Kombinatione in Karosserieban, ConferinŃa CONAT 1996, Brașov.

Le Breton, F., Systemes Interactifs de conception et fabrication assistees par ordinateur pour les mecanique, SIA – curs CLESIA, 1990.

Leuschen, B., Hopf, B., Aluminium und deinen Kombinationen – Karosserie – Fugeverfahren im Verleigh. VDI Berichte nr. 1264/ 1996.

Lungu, A., Modelări numerice în hidrodinamică – Grile de discretizare, Editura Tehnică, București, 2000.

Marinescu, A., Metode, aparate și instalaŃii de măsură în aero-mecanică, Editura Academiei, România, 1970.

Mathieu, S., Le monde du silence: Solconfort, une tole sandwich antivibratoire, La revue de metalurgie CIT, Strassbourg 1993.

Mathieu, S., Les toles sandwich antivibratoire, revue CLESIA, 1994, Paris.

Mathilon, M., Projet MOSAIC: l’utilisation des toles sandwich dans un objetif d’allegement, Synopsium Solconfort, 01/1994.

Miclosi V., ScorobenŃiu L., ș.a. – Bazele Proceselor de Sudare, Ed. Didactică și Pedagogică, București 1982.

Novac, Gh., Probleme actuale și în perspectivă privind sudarea prin presiune în puncte în construcŃia autovehiculelor rutiere, ConferinŃa CONAT 1996, Brașov.

Piscoi, A., ș.a., Using the painting materials with high volume solid content for anti corrosive protection of trucks chassis frame, ConferinŃa CONAT 1996, Brașov.

Preda, I., Ingineria asistată pentru autovehicule, Editura UniversităŃii Transilvania, Brașov, 1998

Rau, H., Erweiterte Analysemoglichkeiten von Fussgangerunfallen mit Hilfe der rechnerischen Simulation suf der Basis des Mehrkorpersystems MADYMO, Vuf.

5/1998.

Rau, H., Kuhnel, A., Burg, H., Fussganger chwindikeiten und Zeugenansagen Dekra-Fachschriftenschibe, Vuf. 8/1976.

Regulamentul nr.17 al ECE-ONU. RezistenŃa scaunelor și ancorajelor la autoturisme

Regulamentul nr.21 al ECE-ONU. Amenajarea interioară

Regulamentul nr.25 al ECE-ONU. Rezemătoare de cap

Regulamentul nr.26 al ECE-ONU. ProeminenŃe exterioare la autoturisme.

Regulamentul nr.29 al ECE-ONU. ProtecŃia ocupanŃilor cabinelor vehiculelor utilitare

Regulamentul nr.32 al ECE-ONU Comportarea structurii vehiculului la coliziunea spate

Regulamentul nr.33 al ECE-ONU. Comportarea structurii vehiculului la coliziune frontală

Regulamentul nr.42 al ECE-ONU Bare de protecŃie faŃă și spate

Regulamentul nr.44 al ECE-ONU. Dispozitive de protecŃie pentru copii

Regulamentul nr.58 al ECE-ONU. Dispozitive de protecŃie antiîmpănare spate.

55.Regulamentul nr.61 al ECE-ONU. ProeminenŃe exterioare la autocamioane.

Regulamentul nr.73 al ECE-ONU. Dispozitive de protecŃie antiîmpănare laterală.

Regulamentul nr.80 al ECE-ONU. Scaunele autobuzelor și ancorarea lor

Regulamentul nr.93 al ECE-ONU. ProtecŃia și montarea dispozitivelor antiîmpănare faŃă

Regulamentul nr.94 al ECE-ONU. ProtecŃia ocupanŃilor la coliziune frontală

Regulamentul nr.95 al ECE-ONU. ProtecŃia ocupanŃilor la coliziune laterală

Sumantran, V., Sovran, G., Vehicle Aerodynamics, PT-49, SAE International, 1996.

Șerban, ., ș.a. TendinŃe și realizări privind implementarea tehnologiei de sudură robotizată pentru obŃinerea carcaselor de autocamioane în S.C. Roman S.A., ConferinŃa ESFA 1995.

Șoica, A., Cercetări privind modelarea impactului autoturism – pieton, teza de doctorat, Brașov, 2002.

Șoica, A., Florea, D.: Determining the rigidity coefficient of touring cars’ deformed structures in case of frontal collision and offset, The 10th International Congress, CONAT 2004, Automotive and future technologies, Brasov, 20-22 october, 2004.

Șoica, A., Stadiul actual al cercetărilor în domeniul reconstituirii accidentelor de circulaŃie, Referat nr. 1 din teza de doctorat, Brașov, 2000.

Șoica, A., Tehnici de modelare dinamică a impactului autoturism – pieton, Referat nr. 2 din teza de doctorat, Brașov, 2001.

Tănase, Gh., Cercetări teoretice și experimentale privind optimizarea structurii faŃă în ceea ce privește siguranŃa pasivă a automobilului, teza de doctorat, Brașov, 2003.

Tecușan, N., Ionescu, E., Tractoare și automobile, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1982.

Todicescu, A., Mecanica fluidelor și mașini hidropneumatice, Editura Tehnică, București, 1974.

Tuluca, F., ș.a., Vopsirea cu pulberi aplicată la protecŃia anticorosivă a autocamioanelor. ConferinŃa ESFA 1995.

Turzo, G., Încercarea aerodinamică a unor machete de fuselaj, Contract de cercetare știinŃifică nr. 71/1988, Universitatea din Brașov, 1988.

Untaru, M., Dinamica auttovehiculelor pe roŃi, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1981

Untaru, M., Seitz, N., Pereș, Gh., ș.a., Calculul și construcŃia automobilelor, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1982.

Wilcox, D., C., Turbulence Modeling for CFD, DCW Industries, Inc, ISBN 09636051-5-1, California, USA, Second Edition, 2000.

CUPRINS

CADRELE ȘI CAROSERIILE AUTOVEHICULELOR……………………..1

Caroseriile autovehiculelor…………………………………………………………………………………………….1

Rolul, condiŃiile impuse și clasificarea caroseriilor……………………………………………………..1

Cadrul și șasiul autovehiculelor………………………………………………………………………………………2

Rol și caracteristici…………………………………………………………………………………………….2

ConstrucŃia cadrelor…………………………………………………………………………………………..4

ConstrucŃii speciale……………………………………………………………………………………………9

Caroseriile autoturismelor……………………………………………………………………………………………12

Caroseriile autobuzelor……………………………………………………………………………………………….23 1.5 Caroseriile autocamioanelor…………………………………………………………………………………………29

ELEMENTE PRIVIND PROIECTAREA ȘI CALCULUL

CAROSERIILOR……………………………………………………………………31

GeneralităŃi ……………………………………………………………………………………………………………..31 2.2 TendinŃe în realizarea autovehiculului „sigur”…………………………………………………………………..32

2.3 Calculul de rezistenŃă al caroseriilor utilizând metode clasice ……………………………………………..43 2.4 Teste virtuale 3D de verificare a rezistenŃei caroseriilor……………………………………………………..50 2.4.1 Etapele de lucru ……………………………………………………………………………………………..51

Analiza structurală de tip static asupra cadrului unui prototip ……………………………………………..56

Analiza crash-urilor cu ajutorul supercalculatoarelor………………………………………………………….60

Descrierea modelului. ………………………………………………………………………………………………..61

Scenariile de impact…………………………………………………………………………………………64

Simularea propriu-zisă ……………………………………………………………………………………..64

ComparaŃia dintre testul propriu-zis și simulare………………………………………………………64

Impactul frontal cu un perete rigid (nedeformabil)………………………………………………….65 2.7.5 Înregistrarea evoluŃiei în timp a deformaŃiilor în locuri diferite …………………………………..66

2.7.6 AbsorbŃia energiei pentru diferite componente din structura caroseriei………………………..67

2.8 Concluzii …………………………………………………………………………………………………………………68

MATERIALE PENTRU CONSTRUCłIA ȘI PROTECłIA

ANTICOROSIVĂ A CAROSERIILOR AUTOVEHICULELOR……………69

Materialele metalice pentru cabine și caroserii…………………………………………………………………69

Table și benzi din oŃel negalvanizate pentru presare la rece ……………………………………..69

Table și benzi zincate……………………………………………………………………………………….71

Tablele sandwich…………………………………………………………………………………………….72 3.1.4 Aliaje de aluminiu pentru caroserie……………………………………………………………………..82 3.2 Materiale plastice și compozite pentru caroserii ……………………………………………………………….88

3.2.1 ConsideraŃii generale ……………………………………………………………………………………….88 3.2.2 Tipuri de materiale polimere și compozite……………………………………………………………..90 3.2.3 Materiale compozite folosite la caroserii ……………………………………………………………….92 3.3 Materialele de protecŃie anticorozivă a caroseriilor ……………………………………………………………93

3.3.1 Materiale din structura sistemului de vopsire …………………………………………………………93 3.3.2 Materiale pentru antifonarea și etanșarea caroseriei………………………………………………..99

PROCEDEE MODERNE DE ASAMBLARE A CAROSERIILOR ȘI

CABINELOR……………………………………………………………………….101

ConsideraŃii generale ……………………………………………………………………………………………….101

Sudarea prin puncte ………………………………………………………………………………………………..104

Căldura degajată la sudarea în puncte ……………………………………………………………….106

Formarea punctului sudat………………………………………………………………………………..111

Microstructura punctului………………………………………………………………………………….115 4.2.4 Cicluri de sudare prin puncte……………………………………………………………………………116 4.2.5 Cicluri de sudare cu forŃă de apăsare constantă……………………………………………………116

Cicluri de sudare cu forŃă de apăsare variabilă……………………………………………………..120

Factori tehnologici de sudare……………………………………………………………………………123

Sudarea în mediu protector………………………………………………………………………………………. 124

Sudarea cu laser ……………………………………………………………………………………………………. 127

Mecanismul producerii laserului……………………………………………………………………….. 127

InstalaŃii laser folosite la prelucrări termice …………………………………………………………128 4.4.3 Prelucrări tehnologice cu laser a pieselor autovehiculelor ……………………………………….131 4.5 Asamblarea cu îmbinare prin întrepătrundere……………………………………………………………….. 144

4.5.1 Îmbinări prin întrepătrunderea cu pregătire prin tăiere parŃială locală ………………………. 145 4.5.2 Îmbinări prin întrepătrundere fără pregătire prin tăiere parŃială……………………………….145 4.5.3 Nituirea prin ștanŃare……………………………………………………………………………………..149 4.6 Tehnologii de asamblare cu adezivi sintetici …………………………………………………………………. 150

Adezivi sintetici……………………………………………………………………………………………..150

Tehnologia asamblării cu rășini anaerobe……………………………………………………………154 4.6.3 Îmbinări cu rășini adezive anaerobe………………………………………………………………….. 157 4.6.4 Asamblări cu adezivi acrilici, rășini epoxidice și elastomeri siliconici…………………………..158 4.6.5 Asamblări cu adezivi universali…………………………………………………………………………159

TEHNOLOGII MODERNE DE FABRICARE A CABINELOR ȘI

CAROSERIILOR………………………………………………………………… 161

ParticularităŃi ale asamblării caroseriilor ………………………………………………………………………. 161 5.2 Componentele roboŃilor industriali ………………………………………………………………………………162

Caracteristici, precizia roboŃilor industriali……………………………………………………………164

Sistemele de comandă ale roboŃilor industriali……………………………………………………..165 5.2.3 Programarea roboŃilor industriali………………………………………………………………………. 167

5.3 Studiul și sinteza SFF destinate automatizării asamblării caroseriilor auto…………………………….169

Analiza structurală a RI și a celulelor flexibile pentru asamblarea prin sudare a caroseriilor

175

Linii robotizate de sudare a caroseriilor auto ……………………………………………………….177

Sistemul flexibil TAURO de asamblare automată prin sudare a caroseriilor auto…………..182

5.4 Fabricarea cabinelor auto…………………………………………………………………………………………. 185

ANALIZA COSTURILOR DE FABRICAłIE A CAROSERIILOR …. 189

De la tehnica de sudare prin strivire cu role la tehnologia SOUMA …………………………………….. 189

Structura costurilor de fabricaŃie a semifabricatelor îmbinate…………………………………………….190

InstalaŃiile de sudare a semifabricatelor îmbinate SOUMA cu aparatele de sudare de tip RPL

192

InstalaŃii de sudare a semifabricatelor îmbinate SOUMA cu aparate de sudare de tip RPQ.

193

Compararea cheltuielilor de investiŃie și de producŃie……………………………………………………… 195 6.4 Costurile procesului de fabricaŃie……………………………………………………………………………….. 196

UNISOUD – noua unitate de putere Soudronic…………………………………………………….. 196

InfluenŃa unităŃii de putere UNISOUD asupra costurilor procesului de fabricaŃie …………. 197

6.5 Concluzii………………………………………………………………………………………………………………. 201

COMPORTAMENTUL ÎN EXPLOATARE AL CAROSERIILOR …… 203

Tipuri de deteriorare a șasiului ………………………………………………………………………………….. 203

DeformaŃii ale părŃii centrale a șasiului………………………………………………………………. 206

DeformaŃii ale extremităŃilor șasiului…………………………………………………………………. 210

Utilaje pentru lucrările de îndreptare a caroseriilor și cabinelor metalice……………………………… 211 7.3 Comportamentul static al cordoanelor de sudură fără defecte ………………………………………….. 212 7.4 Comportamentul la oboseală al cordoanelor de sudură fără defecte…………………………………… 213

7.5 Mecanica rupturii……………………………………………………………………………………………………. 215

GeneralităŃi…………………………………………………………………………………………………. 215 7.5.2 Încercarea statică…………………………………………………………………………………………. 216

NOłIUNI FUNDAMENTALE DE AERODINAMICA

AUTOVEHICULELOR………………………………………………………….. 221

ConsideraŃii teoretice………………………………………………………………………………………………. 221

ForŃe și momente aerodinamice …………………………………………………………………………………222

Stratul limită …………………………………………………………………………………………………………. 227

Gradul de turbulenŃă………………………………………………………………………………………………..231

DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A CARACTERISTICILOR

AERODINAMICE ALE AUTOVEHICULELOR ÎN TUNELE

AERODINAMICE…………………………………………………………………235

Clasificarea și organizarea constructivă a tunelelor aerodinamice……………………………………….235

Determinarea calităŃii unui tunel aerodinamic………………………………………………………………..242 9.3 Utilizarea tunelelor aerodinamice………………………………………………………………………………..250

9.3.1 CondiŃiile de calitate ale curentului de aer …………………………………………………………..251 9.3.2 InfluenŃa raportului de blocare …………………………………………………………………………252 9.3.3 Utilizarea modelelor la scară. Criterii de similitudine………………………………………………254 9.4 Instrumente și aparate de măsură specifice tunelelor aerodinamice……………………………………257

Instrumente și aparate pentru determinarea parametrilor curentului de aer ……………….257

Instrumente și aparate pentru determinarea directă a forŃelor aerodinamice………………259 9.4.3 Instrumente și tehnici pentru vizualizarea curgerii…………………………………………………262 9.5 Probleme speciale de aerodinamica autovehiculelor. Efectul de sol …………………………………….264

DETERMINAREA CARACTERISTICILOR AERODINAMICE ALE

AUTOVEHICULELOR IN MEDII VIRTUALE……………………………..271

Necesitatea și avantajele simulărilor CFD. Dezavantajele tunelelor aerodinamice………………….271

Etapele proceselor CFD …………………………………………………………………………………………..274

Grile de discretizare……………………………………………………………………………………….275

EcuaŃiile guvernante în procesele CFD………………………………………………………………..281 10.2.3 Criterii de convergenŃă ale unei analize CFD. Validarea rezultatelor…………………………..285

ANEXE ………………………………………………………………………………289

BIBLIOGRAFIE…………………………………………………………………..309

Indexul figurilor