Tehnologie Afaceri Referate Didactica Legislatie Familie

Acasa » tehnologie » auto
Principalele incercari la impact realizate pe automobile (NCAP - New Car Assessment Program crash-tests)

Principalele incercari la impact realizate pe automobile (NCAP - New Car Assessment Program crash-tests)

CUPRINS

Capitolul 1

1.1 Introducere 

1.2 Prezentarea principalelor incercari la impact realizate pe automobile (NCAP - New Car Assessment Program crash-tests)

Capitolul 2

Consideratii asupra alegerii tipului de structura realizata din materiale compozite armate cu fibre

Modelarea incercarilor la impact 

Descrierea dispozitivului de solicitare la impact a compozitelor stratificate armate cu fibre

Capitolul 3

Modelarea comportamentului mecanic al unor materiale utilizate in constructia parapetelor de protectie

3.2 Rezultate obtinute in urma analizei cu M.E.F.

3.3 Observatii si concluzii 

Bibliografie

CAPITOLUL I

1.1 Introducere

Avand in vedere faptul ca siguranta rutiera trebuie tratata ca o problema integrata de securitate sociala, aceasta nu trebuie lasata doar in grija politiei intrucat circulatia nu poate fi ameliorata decat prin efortul comun al tuturor autoritatilor cu atributii in domeniu, sustinute de comunitatea locala si de reprezentantii organizatiilor non-guvernamentale.

Chiar daca, in contextul campaniei 'Stop accidentelor, viata are prioritate', s-a inregistrat un usor recul fata de anul 2005 in privinta accidentelor grave produse de catre soferii angrenati in trafic, cifrele raman in continuare extrem de mari.

Semaforizarea improprie, lipsa parapetelor de protectie pe anumite portiuni de drum, amplasarea indicatoarelor rutiere langa reclame si sincronizarea simultana a semafoarelor pe sens atat pentru masini cat si pentru pietoni, precum si modificarea nefericita a unor reguli de circulatie au dus la haos in anul 2005. Revenirea politiei in trafic dupa prima jumatate a anului 2006 precum si o propaganda sustinuta in jurul unei noi legi inconsecvente au facut miracole statistice pe situatii ce nu pot fi comparate.

In tabelul 1 sunt prezentate zonele cu risc ridicat in producerea accidentelor de circulatie ("black spots") in Romania.

Tabelul 1

Drumul national	Ruta
DN1 (E60)	Bucuresti - Ploiesti - Sinaia - Brasov
DN13 (E60)	Sighisoara - Targu Mures - Cluj-Napoca
DN2 (E85)	Bucuresti - Urziceni - Buzau - Focsani - Bacau
DN2A (E60)	Urziceni - Slobozia - Harsova - Constanta
DN25 (E581)	Galati - Tecuci - Tisita
DN39 (E87)	Constanta - Mangalia
DN6 (E70)	Bucuresti - Alexandria
DN6 (E79)	Filiasi - Drobeta Turnu Severin
DN65 (E574)	Pitesti - Craiova
DN7 (E81)	Pitesti - Ramnicu Valcea - Sibiu - Deva - Arad

In figurile 1 si 2 sunt prezentate riscul producerii accidentelor rutiere in zilele saptamanii raportate la numarul persoanelor decedate, respectiv riscul producerii accidentelor rutiere pe intervale orare, raportat la numarul persoanelor decedate.

Fig.1 Riscul producerii accidentelor rutiere in zilele saptamanii raportat la numarul persoanelor decedate

 

 

 

Fig.2 Riscul producerii accidentelor rutiere pe intervale orare, raportat la numarul persoanelor decedate

In figura 3 este prezentata sugestiv rata mortalitatii prin accidente rutiere in Romania in comparatie cu tarile din Uniunea Europeana sau din Europa.

Figura 3 Mortalitatea prin accidente rutiere in Europa

In figura 4 este prezentata distributia deceselor prin accidente rutiere in functie de tipul participantilor la trafic.

Fig.4 Distributia deceselor prin accidente rutiere in functie de tipul participantilor la trafic

In ultimii 15 ani, circulatia rutiera din Romania a cunoscut o dezvoltare semnificativa, in conditiile dublarii parcului de autovehicule, care insumeaza in prezent peste 4,6 milioane de unitati si cresterii numarului posesorilor de permis de conducere, care este de aproximativ 5,6 milioane. In contradictie cu aceste cresteri, infrastructura rutiera a ramas aproximativ in aceeasi parametri ca si in anii '90.

Mai mult de jumatate din accidentele investigate au avut loc prin lovirea pietonilor, urmate de cele prin coliziune si procente semnificativ mai mici prin rasturnare sau lovirea unui obstacol (cap de podet, parapet, pom), cele mai multe autovehicule implicate in accidente fiind autoturismele categoria B. Numai un procent de 2.1% a fost reprezentat de conditii tehnice ale vehiculului care au declansat sau favorizat producerea accidentului (explozia anvelopelor si defectiuni ale sistemului de franare).

Contradictia dintre dinamica componentelor mentionate si dezvoltarea lenta a infrastructurii drumurilor, incapabila sa asigure conditiile de fluenta si siguranta a traficului tot mai intens a determinat cresterea riscului producerii evenimentelor rutiere.

1.2 Prezentarea principalelor incercari la impact realizate pe automobile (NCAP - New Car Assessment Program crash-tests)

Accidentele rutiere produse pe soselele lumii se soldeaza cu un bilant tragic, de peste 100 de morti in fiecare zi. Studiile efectuate recent anticipeaza ca pana in anul 2020 aceasta "escalada a mortii" ar putea sa genereze de doua ori mai multe victime ca in prezent. Astfel, accidentele rutiere ar putea deveni a treia cauza de deces pe mapamond!

Testarea propriu-zisa evolueaza de la un an la altul, pe masura dezvoltarii tehnologice si a cresterii vitezei de deplasare a autovehiculelor, pentru a putea asigura o protectie adecvata a pasagerilor, in orice conditii s-ar desfasura un accident.

Pentru a reduce pe cat posibil numarul victimelor rezultate in urma accidentelor rutiere, Euro NCAP testeaza anual siguranta oferita de noile modele de autoturisme.

In prezent, testele Euro NCAP cuprind:

a) impactul frontal si lateral cu un obstacol ce simuleaza o alta masina;

b) impactul cu un stalp sau pom;

c) lovirea de catre autovehicul a unui pieton.

Testele NCAP masoara, prin intermediul unor parametri prestabiliti, ce rani ar putea suferi o persoana ce trece printr-un accident. Pentru aceasta se folosesc manechine, pe corpul carora se amplaseaza senzori.

Testul de impact frontal se desfasoara conform normelor stabilite in 1997 de catre Comitetul European pentru Cresterea Sigurantei Vehiculelor, doar viteza  a fost recent marita cu 10 km/h.

Primul test este cel de impact frontal. La acest test, o masina loveste o bariera deformabila, la o viteza de 64 de km/h. Zona de impact este de 40% din partea frontala a masinii (fig.5). Evaluarile facute pe baza informatiilor prelevate de la manechinele amplasate in masina, servesc la dezvoltarea si imbunatatirea securitatii pasagerilor aflati pe locurile din fata ale autovehiculului.

Pentru masurarea sigurantei pasagerilor in cazul unui impact lateral se realizeaza doua teste. Primul consta in simularea unui impact cu un alt vehicul in miscare. Acest test se desfasoara la 50 de km/h. Cel de-al doilea test simuleaza lovirea unui stalp. In cazul testelor pentru impactul lateral cu un stalp sau cu un  pom, situatie des intalnita in accidentele reale, viteza de test in acest caz are o valoare relativ scazuta, de numai 29 km/h. La aceasta viteza, aparent mica, rezultatele impactului sunt insa devastatoare! S-a constatat ca, datorita sectiunii mici, stalpul penetreaza masina pana aproape de pasagerul din dreapta.

In figura 5 este prezentata schema impactului frontal precum si repartizarea zonelor de protectie pe manechine, iar in figura 6, schema impactului lateral, cu un impactor cu D = 254 mm.

Fig.5 Schema impactului frontal si repartizarea zonelor de protectie pe manechine

Fig.6 Schematizarea impactului lateral prin intermediul unui impactor (impact punctual)

Rolul manechinelor este vital: simularea accidentului nu ajuta cu nimic daca nu se pot preleva intr-un mod eficient date importante privind zonele de impact, viteza si intensitatea loviturilor pe care le suporta corpul omenesc.

In functie de rezultatele obtinute la impactul frontal si lateral, autovehiculul testat primeste o clasificare exprimata printr-un numar de stele, de la una la cinci.

Cinci stele reprezinta maximul de protectie a pasagerilor atins de un autovehicul, printre primele masini care au reusit sa indeplineasca acest barem fiind:

Renault Laguna (2001);

Mercedes Benz Clasa C (2002);

Renault Megane, Saab 9-3 (2003);

Renault VelSatis (2003);

Mercedes Clasa E (2003), Peugeot 807:

Toyota Avensis ( in aprilie 2003);

CAPITOLUL 2

2.1 Consideratii asupra alegerii tipului de structura realizata din materiale compozite armate cu fibre

Materialele compozite, denumite si materiale de generatia a doua, cunosc in prezent pe plan mondial utilizari dintre cele mai largi si variate.

Introducerea acestor tipuri de materiale moderne pentru fabricarea unor structuri de rezistenta s-a dovedit utila, fiind continuu impulsionata de necesitatea raspunderii unor exigente din ce in ce mai inalte privind performantele mecanice intr-o stransa corelare cu eficienta lor economica.

Din multitudinea de tipuri de materiale compozite existente in momentul de fata, stratificatele armate cu fibre sau structurile compozite de tip sandwich sunt cele mai raspandite in proiectarea structurilor de bare sau placi. Cauza o constituie tehnologia de elaborare relativ simpla precum si caracteristicile mecanice situate in gama superioara a ansamblului materialelor in general.

Alegerea tipului de structura din materiale compozite implica atat selectarea materialului, optimizarea configurarii straturilor cat si proiectarea elementelor structurale. Obiectivele acestui deziderat variaza in functie de tipul structurii ce urmeaza a fi proiectata.

Cerintele realizarii unei anumite configuratii au la baza unul sau mai multi parametri de proiectare dintre care se pot aminti:

In afara cerintelor initiale impuse structurii compozite trebuie respectate conditiile de calitate, durabilitate si siguranta in exploatare.

In tabelul 2 sunt prezentate date legate de metodologia alegerii structurii din materiale compozite.

Tabelul 2

Stratificatele optime din punctual de vedere al rezistentei sunt cele care au un raport _L de valori ridicate. Acest raport masoara eficienta stratificatului si indica nivelul de utilizare al fibrelor cu rezistenta ridicata in componenta stratificatului:

, in care:

_FPF reprezinta forta necesara ruperii primului strat;

_ULF forta necesara cedarii intregului stratificat.

Acest raport depinde atat de sistemul compozit cat si de secventa de dispunere a straturilor.

2.2 Modelarea incercarilor la impact

Cunoasterea energiei la impact nu este suficienta pentru prezicerea efectului impactului. Raspunsul structurii lovite depinde de geometria acesteia, de materialul din care este alcatuita precum si de viteza impactorului.

Viteza de impact poate fi scazuta, medie sau mare. Pentru structuri usoare dar rigide cu o frecventa la rezonanta de valori ridicate, limita superioara a acestei viteze este de ordinul a zeci de m/s.

In cazul unor structuri flexibile, dar mai grele, aceasta viteza este considerata a fi de ordinul cm/s sau chiar mai scazuta. Masa, materialul si forma impactorului joaca de asemenea un rol extrem de important in evaluarea solicitarii la impact.

Urmatorul nivel al vitezelor la impact este atins atunci cand este necesar un model dinamic pentru a prezice raspunsul structurii.

In fig.7 este schematizat unul din cele mai simple modele pentru impactul transversal al unei placi.

Fig.7 Modelarea impactului unui placi

Impactorul este presupus a fi rigid iar deformatia in momentul impactului este descompusa intr-o deformatie la contactul cu placa (deformatie locala) si cea obtinuta in urma incovoierii placii. Deformatia locala este foarte neliniara si depinde de impactor in timp ce incovoierea placii este considerata liniara.

Se considera ca energia absorbita de catre placa in timpul impactului trebuie sa corespunda unei anumite deteriorari in material.

Rezistenta la impact a fost definita ca o abilitate a materialului sa absoarba energie in timpul ruperii materialului. Cu cat energia de absorbtie are valori mai mari cu atat materialul este mai tenace.

In cazul placilor realizate din materiale compozite, daca masura tenacitatii este rezistenta la compresiune sau flambajul dupa impact, delaminarea este probabil modul de cedare cel mai devastator. Asadar, este necesar de a specifica atat tipul deteriorarii cat si energia absorbita atunci cand sunt realizate teste la impact. Fie o delaminare se va produce si o cantitate finita de energie este absorbita, fie deteriorarea este minora si aproape toata energia cinetica este inmagazinata in energie elastica a placii.

2.3 Descrierea dispozitivului de solicitare la impact a compozitelor stratificate armate cu fibre

Dispozitivul de solicitare la impact (fig.8) a fost conceput si realizat de catre directorul proiectului in cadrul catedrei de Rezistenta materialelor a Universitatii "Politehnica" din Bucuresti. Proiectul a respectat standardul IGC 04.26.383 pentru incercarea la impact cu viteze mici a compozitelor stratificate armate cu fibre unidirectionale sau cu tesatura.

Aceste incercari au fost efectuate la diferite nivele de energie, determinandu-se ulterior urmatorii parametri:

aria zonei delaminate;

adancimea urmei lasate de proiectil;

rezistenta reziduala la tractiune dupa impact.

Acest dispozitiv are o constructie compacta, fiind realizat dintr-o placa suport dreptunghiulara din OL37 cu dimensiunile 500 x 300 mm². Grosimea placii de baza a fost aleasa, pentru realizarea unei bune stabilitati, de 20 mm. In aceasta placa a fost realizata prin strapungere o fereastra dreptunghiulara cu dimensiunile 350 x 200 mm².

Epruveta, avand dimensiunile de 300 x 150 mm² a fost prevazuta in colturi cu patru gauri strapunse F 7, pentru realizarea fixarii acesteia de placa de baza prin intermediul unui cadru. Impactul este realizat cu ajutorul unui proiectil avand masa variind intre 3 si 6 kg. ce este ghidat prin intermediul unei coloane de lungime 1,65 m.

Coloana centrala de ghidare este fixata cu ajutorul a patru elemente de sustinere de doua coloane infiletate in placa de baza. Pentru obtinerea a diferite nivele de energie, in coloana de ghidare sunt prevazute 10 gauri echidistante in care proiectilul poate fi oprit la diferite inaltimi prin intermediul unei piese de sustinere.

Fig.8 Dispozitivul de solicitare la impact

Prin inlaturarea opritorului, proiectilul culiseaza si loveste epruveta fixata pe placa. In ceea ce priveste proiectilul, de lungime 195 mm, acesta este realizat din doua parti: o prima portiune cilindrica (de diametru F 50mm) si o a doua portiune, tot cilindrica, continuata cu una emisferica (F 16 mm).

Nivelele de energie care se obtin sunt cuprinse intre 5 si 95 J. Pentru obtinerea unor energii mai mici (intre 1J si 15J) ulterior, a mai fost realizat si un al doilea proiectil, de dimensiuni mai mici (diametrul emisferei ce vine in contact cu materialul fiind de 10 mm., cu o masa de 1 kg.).

Dispozitivul a fost special proiectat pentru a preintampina impactul multiplu. Reprezentarea diferitelor componente ale acestui dispozitiv este detaliata in fig.9, a, b, c .

Deteriorarile si defectele interne datorate impactului asupra unui material compozit actioneaza ca niste concentratori de tensiune, conducand la o rupere prematura a acestuia.

Fig.9,a Coloana de ghidare a dispozitivului de impact

Fig.9,b Schita proiectilului

Fig.9,c Placa suport

In cazul materialelor omogene, comportarea acestora poate fi prezisa prin calculul concentratorului de tensiune, iar in cazul fisurilor, prin factorul de concentrare la varful fisurii. In acest ultim caz, efectul principal este dat de propagarea fisurii perpendicular pe directia principala de solicitare la tractiune.

Spre deosebire de metale, la materialele compozite, fisurile se pot propaga in orice directie si in orice plan in raport cu directia principala de solicitare, depinzand de tensiunile locale precum si de proprietatile materialului; unele dintre aceste fisuri pot fi daunatoare pentru comportarea materialului, reducandu-i rezistenta. Atunci caand o structura compozita este solicitata la impact, tipul de deteriorare ce ia nastere depinde de energia incidenta, de proprietatile de material si de geometria epruvetei. In urma efectuarii unor calcule simple poate fi determinata energia necesara pentru:

a)      delaminare

b)      rupere datorita incovoierii

c)      penetrarea proiectilului

in care:

t = rezistenta la forfecare interlaminara [MPa]

s = rezistenta la incovoiere [MPa]

E = modulul lui Young [MPa]

g = energia la rupere pe grosime [J/mm]

d = diametrul proiectilului [mm]

w, ℓ , h = latimea, lungimea si grosimea partii incovoiate a epruvetei de testat [mm]

Spre deosebire de primele doua situatii, in care aparitia delaminarii sau ruperea epruvetei datorata incovoierii depind de valorile relative ale lui t respectiv s si de raportul ℓ / h, in ultimul caz, daca penetrarea proiectilului se va produce sau nu, va depinde nu numai de energia incidenta, dar si de dimensiunile proiectilului.

Cu cat viteza de lansare a proiectilului va fi mai mare, cu atat penetrarea va fi mult mai probabila. In general, impactul produs de proiectil se materializeaza fie printr-o delaminare a materialului compozit, fie printr-o rupere a fibrelor datorata incovoierii.

Incercarile la impact au fost efectuate pe epruvete din sticla-epoxy avand dimensiunile de 300 x 150 mm², masa proiectilului variind intre 1 si 6 kg., iar inaltimea de cadere intre 0,5 si 1,65 m. Epruvetele, avand o grosime variind intre 3 si 5 mm au fost realizate din doua tipuri de materiale diferite:

sticla-epoxy [(0 _S (cu matrice ductila)

sticla-epoxy [90/0/ _S (cu matrice fragila

Epruvetele, inainte de a fi solicitate la impact au fost supuse mai intai la tractiune sau la compresiune, determinandu-li-se rezistenta la rupere. Rezistenta reziduala a fost obtinuta in ambele cazuri dupa o noua solicitare monoaxiala de intindere respectiv compresiune, de data aceasta insa dupa ce epruveta a fost supusa impactului.

In primul caz, delaminarea produsa la energii de impact de 2 J a rezultat intr-o descrestere cu 60% a rezistentei la compresiune, in timp ce, la aceeasi energie, rezistenta la tractiune a ramas neschimbata. In plus, fibrele orientate la 0 ce au fost rupte la energii de impact mai mari (intre 2 si 4 J) au rezultat intr- o reducere cu 25% a rezistentei la tractiune, constantandu-se la aceste nivele de energii o variatie lina a rezistentei reziduale la compresiune. In acest caz, deteriorarea datorata impactului a avut o influenta mai mare la solicitarea de compresiune, decat la cea de tractiune. In fig.10 este prezentata variatia rezistentei reziduale la tractiune si la compresiune in functie de energia de impact pe stratificatul din sticla-epoxy, avand dispunerea straturilor [0 _S

Fig.10 Variatia rezistentelor reziduale la tractiune si compresiune pe stratificatul [0₂/ 45] sticla-epoxy

In fig.11 este prezentata variatia tensiunii reziduale la tractiune si compresiune in functie de energia de impact pentru un material compozit fragil (stratificatul [0/90/0/ 45/0]_S din sticla-epoxy).

Fig.11 Variatia rezistentei reziduale la tractiune si compresiune pentru

stratificatul [90/0/ 45]_S din sticla-epoxy

In a doua varianta, dupa cum se poate observa din reprezentarea grafica, intre variatia rezistentei reziduale la tractiune si cea la compresiune exista diferente mai mici decat in primul caz. In acest stratificat multidirectional, datorita unei foarte bune coeziuni intre fibre si matrice fenomenul de delaminare a avut un efect mai slab, ruperea fibrelor avand efectul predominant. Aceasta rupere a condus la o reducere a rezistentei la tractiune.

Concluzionand, se poate afirma faptul ca ruperile de fibre au un efect predominant asupra proprietatilor la tractiune, iar delaminarile, un efect predominant asupra rezistentei reziduale la compresiune.

Pentru o mai buna intelegere a factorilor care influenteaza comportarea la tractiune a epruvetelor deteriorate din sticla-epoxy (avand fibre rupte) au fost elaborate mai multe studii ale mecanismelor de cedare in vecinatatea zonelor cu concentratori.

Atunci cand un stratificat prevazut cu o crestatura este solicitat la tractiune, datorita concentratorilor mari de tensiune ce apar, in aceasta zona se produc delaminari.

Aceste zone deteriorate consta fie in fisuri paralele cu fibrele, fie in delaminari intre straturi si in mod cu totul ocazional in ruperi ale fibrelor. In general se poate afirma faptul ca efectul unei regiuni deteriorate intr-un compozit este similar cu cel al unei zone plastice intr-un metal.

In tabelul 3 sunt prezentate detalii cu privire la aparitia cedarilor in compozite stratificate din sticla-epoxy prevazute cu crestaturi.

Studiul a fost facut in patru configuratii diferite, in functie de secventa de dispunere a straturilor, cu aceleasi proportii ale straturilor orientate la 0 si la 45 si anume:

_S

_S

_S

_S

Sunt prezentate atat zonele unde se produc delaminarile (reprezentate prin sageti) cat si directia pe care are loc cedarea straturilor orientate la 0

Pentru fiecare caz in parte a fost determinata si tensiunea de cedare.

In urma analizarii rezultatelor obtinute s-a constatat faptul ca in toate cele patru cazuri delaminarile au aparut intre straturile orientate intre 45 si -45

Tabelul 3

In prima configuratie, straturile orientate la 0 au cedat pe directii orientate la 45 , neexistand nici o delaminare intre straturile orientate la 0 si 45 . In cea de-a doua varianta delaminarea a aparut intre straturile exterioare, orientate la 0 si cele orientate la 45 , cedarea producandu-se dupa directii orientate la 90 . Straturile din interior, orientate la 0 au cedat dupa directii orientate la 45 . Tensiunea de cedare a fost mai mare in al doilea caz , datorita delaminarilor mai numeroase (patru in loc de doua).

Influenta delaminarilor asupra comportarii la tractiune a epruvetelor prevazute cu crestaturi este aratata in fig.12, in care este reprezentata variatia tensiunii de cedare a compozitelor sticla-epoxy cu grosimea epruvetei.

Din diagrama respectiva se poate constata ca o crestere a grosimii epruvetei prin repetarea secventei initiale de dispunere a straturilor (grosimea fiecarui strat nemodificandu-se), are un efect minor asupra tensiunii de cedare la tractiune. Cu toate acestea, o crestere a grosimii stratului de patru ori conduce la o crestere cu aproape 50% a tensiunii de cedare. Acest lucru se datoreaza faptului ca tensiunea de forfecare interlaminara creste odata cu cresterea grosimii stratului, conducand la numeroase delaminari interne.

Fig.12 Efectul grosimii stratului asupra tensiunii de cedare a epruvetelor [ 45/0]_S din

sticla epoxy solicitate la tractiune

Ca o concluzie, se poate afirma ca studiile efectuate pe epruvete prevazute cu crestaturi au aratat ca, la solicitarea de tractiune, comportarea acestora depinde de mecanismele de cedare ce au loc in vecinatatea crestaturii. Fisurile de forfecare, paralele cu directia fibrelor orientate la 0 precum si delaminarile locale pot fi benefice, marind tenacitatea compozitului, in timp ce fisurile paralele cu fibrele orientate la 45 pot avea efecte daunatoare, reducand rezistenta compozitului. Atunci cand acesta este deteriorat, fibrele rupte reduc rezistenta la tractiune, in timp ce delaminarile dintre straturile adiacente reduc rezistenta la compresiune.

CAPITOLUL 3

3.1 Modelarea comportamentului mecanic al unor materiale utilizate in constructia parapetelor de protectie

In vederea modelarii comportamentului mecanic al materialului au fost analizate diferite materiale ce intra in alcatuirea unui tip de parapet, pornindu-se de la materialele traditionale (otelul si aliajele acestuia) si terminand cu structuri compozite stratificate armate cu fibre, sau structuri compozite tip sandwich.

In acest sens, s-a considerat o platbanda din otel cu grosime variabila cuprinsa intre 3 si 5 mm, dupa cum se poate observa in fig.13. Platbanda, avand dimensiunile 300 x 150 mm² a fost incastrata pe doua laturi opuse si solicitata in centrul sau prin forta de greutate produsa de proiectilul care cade de la inaltimea h.

Pentru modelarea cu ajutorul MEF a fortei la impact, pentru a nu se obtine in timpul postprocesarii datelor valori mari ale tensiunilor in zona impactata din cauza concentratorilor mari de tensiune, forta concentrata a fost echivalata cu o sarcina uniform distribuita pe o suprafata circulara, avand dimensiunile echivalente cu cele ale impactorului.

In vederea discretizarii platbandei a fost selectat elementul de placa SHELL93. Acest element are sase grade de libertate pe fiecare nod : trei translatii pe axele x, y si z si trei rotatii fata de aceleasi axe. Elementul SHELL93 are plasticitate, sageata si deformatie de valori ridicate.

Geometria elementului, localizarea nodurilor si sistemul de coordonate ale acestui tip de element sunt prezentate in fig.14.

Fig. 13 Modelarea platbandei

Elementul este caracterizat prin opt noduri, patru grosimi si proprietati de ortotropie ale materialului. Nodurile situate in mijlocul grosimii elementului pot sau nu sa fie declarate.

Directiile de ortotropie ale materialului corespund directiilor sistemului de coordonate atasat elementului.

Fig.14 Descrierea elementului SHELL 93

Axele x si y sunt in planul placii, iar axa z, perpendiculara pe planul acesteia. Axa x poate fi rotita cu unghiul [^o] spre axa y.

Elementul poate avea grosime variabila. Aceasta grosime este presupusa a avea o variatie lina pe suprafata elementului, fiind introdusa ca data de intrare in coturile elementului.

In privinta aplicarii sarcinilor, se pot introduce atat forte concentrate aplicate in noduri sau presiuni pe fetele unuia sau mai multor elemente.

In afara cazului clasic (cu tabla din otel) au fost analizate si alte tipuri de materiale cum ar fi cele realizate din compozite stratificate armate cu fibre de sticla sau compozite de tip sandwich, cu miez din spuma poliuretanica si invelis din aluminiu.

Pentru fiecare caz in parte s-au determinat:

sageata maxima w_max;

tensiunea maxima echivalenta (Von Mises);

energia inmagazinata de structura in timpul solicitarii.

3.2 Rezultate obtinute in urma analizei cu MEF

Analiza cu elemente finite a fost realizata pentru panouri realizate din trei tipuri de materiale (otel, compozit stratificat armat cu fibre de sticla si matrice epoxidica si compozit stratificat tip sandwich cu miez din spuma poliuretanica si invelis din otel). Pentru toate tipurile de panouri s-a urmarit comportarea acestora la diverse tipuri de incarcare pentru o grosime impusa.

In fig.15 este prezentata discretizarea cu elemente finite a panoului analizat. Aceasta s-a realizat folosind elemente triunghiulare, rezultand in final o structura formata din 8788 elemente si 17757 noduri.

In figura 16 este aratat atat modul de solictare cat si de rezemare. In privinta modului de rezemare s-a incercat respectarea conditiilor reale impuse unui parapet de protectie.

In privinta compozitului stratificat armat cu fibre de sticla, pentru a vedea ce tip de configuratie este optim in vederea preluarii impactului, au fost analizate patru configuratii diferite, si anume:

45/0]_S, [-45/0/45/0]_S, [ 45/0₂]_S, [-45/0₂/45]_S, dupa cum se poate observa in fig.17.

Fig.15 Discretizarea panoului

Fig.16 Sistemul de rezemare si incarcare

45/0]_S  [-45/0₂/45]_S

[-45/0/45/0]_S  [ 45/0₂]_S

Fig.17 Secventa de dispunere a straturilor in compozitul stratificat sticla-epoxy

Analiza cu elemente finite, realizata pe urmatoarele tipuri de panouri, este prezentata in tabelul 4.

Tabelul 4

In fig.18 este schematizat panoul realizat dintr-o structura compozita tip sandwich otel-spuma poliuretanica.

Fig.18 Compozit tip sandwich

In figurile 19 - 27 sunt prezentate rezultatele obtinute in urma analizei cu elemente finite ale panoului din otel realizat din tabla cu grosime variabila cuprinsa intre 3 si 5 mm si incarcare de 30 N. Aceste rezultate privesc atat deformata structurii, variatia deplasarii pe directia fortei exprimata in mm cat si distributia tensiunilor echivalente Von Mises pe elemente exprimate in MPa.

Fig.19 Deformata structurii din tabla de otel de 3 mm in urma solicitarii cu o forta

F = 30 N

Fig.20 Variatia deplasarii pe directia fortei a panoului din otel de grosime 3 mm si forta aplicata F = 30 N

Fig.21 Distributia tensiunilor echivalente Von Mises pe elemente in cazul panoului din otel cu grosime de 3 mm si forta F = 30 N

Fig.22 Deformata structurii din tabla de otel de 4 mm in urma solicitarii cu o forta

F = 30 N

Fig.23 Variatia deplasarii pe directia fortei a panoului din otel de grosime 4 mm si forta aplicata F = 30 N

Fig.24 Distributia tensiunilor echivalente Von Mises pe elemente in cazul panoului din otel cu grosime de 4 mm si forta F = 30 N

Fig.25 Deformata structurii din tabla de otel de 5 mm in urma solicitarii cu o forta

F = 30 N

Fig.26 Variatia deplasarii pe directia fortei a panoului din otel de grosime 5 mm si forta aplicata F = 30 N

Fig.27 Distributia tensiunilor echivalente Von Mises pe elemente in cazul panoului din otel cu grosime de 5 mm si forta F = 30 N

In fig.28 este prezentata variatia energiei de deformatie in functie de forta aplicata, pentru trei tipuri de grosimi diferite.

Fig.28 Influenta fortei aplicate asupra energiei de deformatie in functie de grosimea platbandei din otel

In fig.29 este prezentata variatia tensiunii echivalente maxime (s_max in functie de grosimea panoului din otel pentru patru niveluri de solicitare.

Fig.29 variatia tensiunii echivalente maxime (s_max) pentru panoul din otel

Fig.30 Deformata structurii panou compozit sandwich de grosime 3 mm in urma solicitarii cu o forta F = 30 N

Fig.31 Variatia deplasarii pe directia fortei a panoului din compozit sandwich de grosime 3 mm si forta aplicata F = 30 N

Fig.33 Influenta fortei aplicate asupra energiei de deformatie in functie de grosimea panoului pentru compozitul tip sandwich

Fig.34 Variatia tensiunii maxime s_max in functie de grosime si incarcare pentru compozitul tip sandwich

In figurile 35, 36, 37, 38 sunt prezentate distributiile tensiunilor echivalente Von-Mises pe fiecare lamina, in patru tipuri de configuratii diferite: [0/45/-45/0]_S,  [-45/0/45/0]_S, [45/-45/0₂]_S, [-45/0₂/45]_S, pentru a se observa modul de comportare al stratificatului in functie de secventa de orientare a fibrelor in lamine.

Fig.35 Variatia tensiunii echivalente maxime pe fiecare lamina a compozitului

[0/45/-45/0]_S de grosime 3 mm

Fig.36 Variatia tensiunii echivalente maxime pe fiecare lamina a compozitului

[-45/0/45/0]_S de grosime 3 mm

Fig.37 Variatia tensiunii echivalente maxime pe fiecare lamina a compozitului

[45/-45/0/0]_S de grosime 3 mm

Fig.38 Variatia tensiunii echivalente maxime pe fiecare lamina a compozitului

[-45/0/0/45]_S de grosime 3 mm

Fig.39 Variatia tensiunii echivalente maxime pe fiecare lamina a compozitului

[0/45/-45/0]_S de grosime 4 mm

Fig.40 Variatia tensiunii echivalente maxime pe fiecare lamina a compozitului

[-45/0/0/45]_S de grosime 4 mm

Fig.41 Variatia tensiunii echivalente maxime pe fiecare lamina a compozitului

[45/-45/0/0]_S de grosime 4 mm

Fig.42 Variatia tensiunii echivalente maxime pe fiecare lamina a compozitului

[-45/0/0/45]_S de grosime 4 mm

Fig.43 Variatia tensiunii echivalente maxime pe fiecare lamina a compozitului

[0/45/-45/0]_S de grosime 5 mm

Fig.44 Variatia tensiunii echivalente maxime pe fiecare lamina a compozitului

[-45/0/45/0]_S de grosime 5 mm

Fig.45 Variatia tensiunii echivalente maxime pe fiecare lamina a compozitului

[45/-45/0/0]_S de grosime 5 mm

Fig.46 Variatia tensiunii echivalente maxime pe fiecare lamina a compozitului

[-45/0/0/45]_S de grosime 5 mm

In figurile 47 - 49 este prezentata spre comparatie variatia energiei de deformatie totala a panourile compozite stratificate armate cu fibre in cazul unei forte aplicate de 30 N.

Fig.47 Variatia energiei de deformatie totala a panoului compozit de grosime 3 mm in functie de secventa de dispunere a laminelor

Fig.48 Variatia energiei de deformatie totala a panoului compozit de grosime 4 mm in functie de secventa de dispunere a laminelor

Fig.49 Variatia energiei de deformatie totala a panoului compozit de grosime 5 mm in functie de secventa de dispunere a laminelor

3.3 Concluzii

In industria transporturilor s-a acreditat ideea ca preturile de cost ale diferitelor componente ale unor structuri compozite depasesc beneficiile utilizarii acestor materiale (durabilitate, rezistenta la impact, rezistenta la factori de mediu etc.). In lumina celor prezentate mai sus, fibrele si rasinile avand un pret de cost scǎzut sunt de preferat compozitelor avansate. Marea capacitatea de absorbtie a energiei materialelor plastice armate cu fibre in comparatie cu cele traditionale - otelul si aliajele acestuia fac ca aceste tipuri de compozite sǎ fie adecvate in proiectarea parapetelor de protectie. In literatura de specialitate sunt prezentati diferitii factori care afecteazǎ mecanismele de deteriorare, modurile de cedare, rǎspunsul la impact al compozitelor, de unde si capacitatea acestora de a absorbi energia. Acestea includ variabile microstructurale cum ar fi materialul fibrei sau al matricei, interfata dintre fibre si matrice, procentul de armare, orientarea si forma fibrelor precum si secventa de dispunere a acestora in straturi. Panourile de tip sandwich prezintǎ avantajul de a avea rezistentǎ si rigiditate la incovoiere ridicatǎ.

Fibrele de sticla sunt materialele de armare cel mai des utilizate in compozitele care nu necesita performante ridicate, datorita rezistentei ridicate la tractiune, la compresiune sau soc si a pretului de cost scazut.

O proprietate importanta a fibrelor, legata de rezistenta si rigiditatea acestora, o reprezinta alungirea la rupere, deoarece aceasta influenteaza intr-o foarte mare masura rezistenta compozitului stratificat.

Aceste fibre au o foarte buna stabilitate dimensionala si o rezistenta ridicata la coroziune. Pe de alta parte, principalul dezavantaj consta intr-o aplicabilitate limitata a acestora din cauza rigiditatii si a rezistentei la oboseala relativ scazute precum si a unor degradari rapide atunci cand sunt expuse unor conditii higro-termice foarte severe.

Spre deosebire de metale, materialele compozite armate cu fibre nu sufera deformatii plastice in urma impactului. In vecinatatea zonei de impact se pot produce fie deformatii elastice (in cazul unui impact de intensitate scazuta), fie deteriorarea materialului (desprinderea fibrelor de matrice, fisurarea matricei, ruperea fibrelor).

Energia absorbita in urma impactului depinde, printre alti parametri., de rezistenta legaturii intre fibre si rasina. Daca aceasta legatura este puternica, o fisura continua se poate propaga in lungul materialului. In cazul unei legaturi slabe, fisura produsa poate avea un aspect neregulat, conducand la o desprindere rapida a fibrelor de matrice si la o energie de absorbtie considerabila.

In figurile 50-53 sunt prezentate spre comparatie influenta tipului de material asupra deformatiei maxime, a tensiunii echivalente maxime si a energiei totale de deformatie maxime, la o solicitare de 60 N si o grosime a panoului de 3mm.

Fig.50 Variatia sagetii maxime in functie de tipul materialului

Fig.51 Variatia tensiunii echivalente maxime (Von Mises) in functie de tipul materialului

Fig.52 Variatia energiei totale de deformatie maxime in functie de tipul materialului

Forta maximǎ de 60 N s-a luat in scop calitativ, pentru a se vedea modul de comportare in regim static al panourilor si nu in scop cantitativ.

Dupǎ cum se poate constata in aceste diagrame, materialele compozite prezintǎ indiscutabilul avantaj de a se deforma mai mult la o solictare datǎ, in comparatie cu otelul sau cu compozitul tip sandwich, de unde si capacitatea acestora de a prelua socuri mai mari.

In privinta tensiunii echivalente maxime (dupǎ criteriul Von Mises), in compozitele stratificate tensiunile rezultante sunt de douǎ ori mai mari decat cele din panoul din otel.

In ceea ce priveste energia totalǎ de deformatie, compozitele stratificate armate preiau energii de aproape 5 ori mai mari decat cele preluate de panourile din otel.

In legǎturǎ cu secventa de dispunere a straturilor, configuratia [-45/0/0/45]_S este optimǎ atat in privinta energiei absorbite (de circa 1,4 ori mai mare decat in cazul [-45/45/0/0]_S, cat si al deformatiei maxime.

Bibliografie

1. Matthews, F.L., Davies, G.A.O., Hichings, D., Soutis, C. Finite element modelling of composite materials and structures, Woodhead Publishing Ltd.

2. Agarwal, B.D., Broutman, L.J., Analysis and performance of Fiber Composites, New York, wiley, 1990

3. Vinson, J.R., Sierakovski, R.L., The behaviour of structures composed of composite materials, Dordrecht, Martinus Nijhoff, 1986

4. Chang, F.K., Chang, K.Y., A progressive damage model for lamianted composites containing stress concentrators, Journal of Composite Materials, 1987, 21(9), p.834-855

5. Chen, J., Crisfield, M.A., Kinloch, A.J., Matthews, F.L, Busso, E., Qiu, Y., Predicting progressive delaminationof composite materials specimens via interface elements, Mechanics of Composite Materials & Structures, 1996, 6(1) p.1-17

6. Curtis, P.T., The effect of edge stresses on the failure of (0/45/90) laminates, TR 80054, Farnborough, Royal Aerospace Establishment, a980

7. Pagano, N.J., Pipes, R.B., The influence of stacking sequence of laminate strength, Journal of Composite Materials, 1971, 5(1), p.50-57

8. Wang, A.S.D., Crossman, F.W., Some new results on edge effects in symmetric composite laminates", Journal of Composite Materials, 1977, 11(1), p.92-106

9. O'Brien, K.T., Analysis of local delaminations and their influence on composite laminate behaviour, ASTM STP-876, Philadelphia, American Society for Testing and Materials, 1985

10. Zhang, J., Soutis, C, Fan, J., Strain energy release rate associated with local delamination in cracked composite laminates, Composites, 1994, 25(9), p.851-862

11. Zhang, J., Fan, J., Soutis, C., Analysis of multiple matrix cracking in [ Θ_m/90_n]_S composite laminates: Part I - In plane stiffness properties, Composites, 1992, 23(5), p.299-304

.com	Copyright © 2024 - Toate drepturile rezervate. Toate documentele au caracter informativ cu scop educational.