CZ305681B6 - Composite stiffener - Google Patents
Composite stiffener Download PDFInfo
- Publication number
- CZ305681B6 CZ305681B6 CZ2013-1066A CZ20131066A CZ305681B6 CZ 305681 B6 CZ305681 B6 CZ 305681B6 CZ 20131066 A CZ20131066 A CZ 20131066A CZ 305681 B6 CZ305681 B6 CZ 305681B6
- Authority
- CZ
- Czechia
- Prior art keywords
- composite
- fiber bundles
- wound
- layer
- fiber strands
- Prior art date
Links
Abstract
Description
RETROPATENT s.r.o, Mgr. Kamil Kolátor, Dolní náměstí 679/5,466 01 Jablonec nad Nisou (54) Název vynálezu:RETROPATENT s.r.o, Mgr. Kamil Kolátor, Dolní náměstí 679 / 5,466 01 Jablonec nad Nisou (54)
Kompozitní výztuha (57) Anotace:Composite reinforcement (57)
Kompozitní výztuha, zejména 3D uzavřená rámová kompozitní výztuha, určená pro vyztužení části karoserie motorových vozidel, například záďových dveří osobních automobilů pro omezení až eliminaci účinků na ně při provozu působících napětí je tvořena kompozitní vrstvou (l), sestávající z alespoň jedné vinuté vrstvy (2) na formovacím jádru (4) navinutých vlákenných svazků (3), resp. tzv. rovingů ze skelných, uhlíkových či jiných obdobných kontinuálních vláken, prosycených polymerní matricí. Vnitřní struktura kompozitní vrstvy (I) je řízena zejména hustotou a/nebo úhlem návinu a/nebo druhem vlákenných svazků (3) proměnlivá podle převažujícího různého druhu a velikosti jejího mechanického namáhání a tvořená kombinací spirálovitě vinutých vlákenných svazků (3.1) a podélně vinutých vlákenných svazků (3.2), které alespoň v části kompozitní vrstvy (1) mezi sebou plynule přecházejí změnou úhlu svého návinu, přičemž vnitřní struktura kompozitní vrstvy (I) je v části, namáhané na krůt, složena zejména ze spirálovitě vinutých vlákenných svazků (3.1) a v části namáhané na tah a/nebo na ohyb zejména z podélně vinutýchComposite reinforcement, in particular 3D closed frame composite reinforcement, intended to reinforce parts of motor vehicle bodies, for example passenger car rear doors to reduce or eliminate the effects of stresses acting on them, consists of a composite layer (l) consisting of at least one coiled layer (2). ) on the forming core (4) of the wound fiber bundles (3), resp. so-called rovings made of glass, carbon or other similar continuous fibers, impregnated with a polymer matrix. The internal structure of the composite layer (I) is controlled mainly by the density and / or winding angle and / or the type of fiber bundles (3) varying according to the predominant different type and size of its mechanical stress and formed by a combination of spirally wound fiber bundles (3.1) and longitudinally wound fiber bundles. (3.2), which at least in a part of the composite layer (1) smoothly change with each other by changing the angle of their winding, while the internal structure of the composite layer (I) in the part stressed on turkey consists mainly of spirally wound fiber bundles (3.1) and parts subjected to tensile and / or bending stress, in particular longitudinally wound
Kompozitní výztuhaComposite reinforcement
Oblast technikyField of technology
Vynález se týká kompozitní výztuhy, zejména 3D uzavřené rámové kompozitní výztuhy, využitelné následně pro části karoserie motorových vozidel, například k vyztužení záďových dveří osobních automobilů pro omezení až eliminaci účinků na ně při provozu působícího napětí.The invention relates to a composite reinforcement, in particular a 3D closed frame composite reinforcement, which can subsequently be used for body parts of motor vehicles, for example to reinforce the rear doors of passenger cars to reduce or eliminate the effects on them during operation.
Dosavadní stav technikyPrior art
Kompozitní materiály jsou v současné době již poměrně široce používané materiály, které sestávají z vláknové výztuhy a z plastického pojivá, tzv. matrice, a jejichž základní výhodou je podstatně nižší hmotnost oproti kovovým materiálům, například oceli. Výztužná vlákna, například uhlíková, skelná nebo polymemí, mohou být v kompozitu obsažena jako sekaná s délkou řádově několika mm, která jsou v matrici rozptýlena, neb o kontinuální ve formě pramenců, tzv. rovingů. Kompozity s kontinuálními výztužnými vlákny se v převážné většině vyrábějí vrstvením matricí prosycené vláknové výztuhy ve vhodné formovací jádro, jehož tvar odpovídá tvaru požadovaného kompozitního výrobku, a to například postupným ovíjením formovacího jádra jednotlivými rovingy.Composite materials are currently relatively widely used materials, which consist of a fiber reinforcement and a plastic binder, the so-called matrix, and whose main advantage is a significantly lower weight compared to metallic materials, such as steel. Reinforcing fibers, for example carbon, glass or polymer, can be present in the composite as chopped with a length of the order of several mm, which are dispersed in the matrix, or continuously in the form of strands, so-called rovings. Composites with continuous reinforcing fibers are for the most part produced by layering the matrix-saturated fiber reinforcement into a suitable molding core, the shape of which corresponds to the shape of the desired composite product, for example by gradually wrapping the molding core with individual rovings.
Z patentových spisů z této oblasti je například známé řešení dle české přihlášky vynálezu PV 2008-607, jejíž předmětem je výrobek, jehož vnitřní struktura je alespoň z části tvořena vláknovým kompozitem, obsahujícím nejméně jeden strukturní útvar, složený z kontinuálních výztužných vláken, impregnovaných polymemím pojivém. Tento strukturní útvar přitom sestává z hlavního svazku vláken, rovnoběžných s podélnou osou tohoto svazku, a z ovíjecího svazku vláken, spirálovitě uspořádaného po obvodu hlavního svazku vláken.From the patent documents in this field, for example, a solution according to the Czech patent application PV 2008-607 is known, the subject of which is a product whose internal structure is at least partly formed by a fiber composite comprising at least one structural structure composed of continuous reinforcing fibers impregnated with a polymeric binder. . This structure consists of a main bundle of fibers parallel to the longitudinal axis of this bundle and of a wrapping bundle of fibers arranged helically around the circumference of the main bundle of fibers.
Z patentového spisu US 2006/0 175 454 je například dále známý způsob a zařízení k výrobě takovýchto ovíjených vláknových kompozitních výrobků, které je tvořeno kruhovým otočným prstencem s ovíjecími jednotkami, přičemž vlákny ovíjený výrobek prochází osou tohoto kruhového otočného prstence. Obdobný způsob a zařízení kjeho provádění je známý i ze spisu NL 2 003 620.From US 2006/0 175 454, for example, a method and apparatus for the production of such wound fiber composite products is further known, which is formed by a circular rotating ring with wrapping units, the fiber-wrapped product passing through the axis of this circular rotating ring. A similar method and device for its implementation is also known from NL 2 003 620.
V převážné většině se však tato známá řešení týkají výrobků jednotlivých tvarů, a to vesměs ve tvaru rovných nebo pouze mírně zahnutých tyčí nebo trubek, které se pak do uzavřených rámových konstrukcí, jako jsou rámy jízdních kol a podobně, spojují dodatečně spojkami. Zároveň u těchto známých kompozitních výrobků, pokud mají být použity jako výztuhy složitěji namáhaných součástí, jako jsou záďové dveře osobních automobilů apod., není tato složitost dosud v plné míře respektována a pokud se takové výztuhy z kompozitních materiálů pro tyto účely vyrábějí, jsou pak v některých svých místech předimenzovány nebo naopak dimenzovány nedostatečně a je proto nutno dosud stále, zejména u sériově vyráběných vozidel, používat v těchto případech kovových výztuh nebo kovových rámů.For the most part, however, these known solutions relate to products of individual shapes, generally in the form of straight or only slightly curved bars or tubes, which are then additionally connected to closed frame structures, such as bicycle frames and the like, by couplings. At the same time, in the case of these known composite products, if they are to be used as reinforcements for more complex stressed components, such as car rear doors, etc., this complexity is not yet fully respected, and if such reinforcements are made of composite materials for these purposes, they are in In some cases, they are oversized or insufficiently dimensioned in some places, and it is therefore still necessary to use metal reinforcements or metal frames in these cases, especially in series-produced vehicles.
Podstata vynálezuThe essence of the invention
Výše uvedené nevýhody dosavadního stavu techniky jsou do značné míry odstraněny kompozitní výztuhou, zejména 3D uzavřenou rámovou kompozitní výztuhou, určenou pro vyztužení části karoserie motorových vozidel, například záďových dveří osobních automobilů pro omezení až eliminaci účinků na ně při provozu působících napětí, tvořenou kompozitní vrstvou, sestávající z alespoň jedné vinuté vrstvy na formovacím jádře navinutých vlákenných svazků, resp. tzv. rovingů ze skelných, uhlíkových či jiných obdobných kontinuálních vláken, prosycených polymemí matricí, podle předkládaného vynálezu. Podstata vynálezu přitom spočívá v tom, že vnitřní struktura této kompozitní vrstvy je řízené, a to zejména hustotou a/nebo úhlem návinu a/nebo druhem vlákenných svazků, proměnlivá podle převažujícího různého druhu a velikosti jejího mechanického namáhání a tvořená kombinací spirálovitě a podélně vinutých vlákenných svazků, které alespoň v části kompozitní vrstvy mezi sebou plynule přecházejí změnou úhlu svého návinu, přičemž vnitřní struktura kompozitní vrstvy je v části, namáhané na krůt, složena zejména ze spirálovitě vinutých vlákenných svazků a v části namáhané na tah a/nebo na ohyb zejména z podélně vinutých vlákenných svazků, které jsou ještě ovinuty v podstatě již jen z technologických důvodů alespoň fixačními vlákennými svazky.The above-mentioned disadvantages of the prior art are largely eliminated by a composite reinforcement, in particular a 3D closed frame composite reinforcement, intended to reinforce a body part of motor vehicles, for example passenger car rear doors, to reduce or eliminate the effects of stresses acting on the composite layer. consisting of at least one wound layer on the forming core of wound fiber bundles, resp. so-called rovings of glass, carbon or other similar continuous fibers, impregnated with a polymer matrix, according to the present invention. The essence of the invention is that the internal structure of this composite layer is controlled, in particular by the density and / or winding angle and / or the type of fiber bundles, varying according to the predominant different types and magnitudes of its mechanical stress and formed by a combination of spirally and longitudinally wound fibers. bundles which merge smoothly at least in a part of the composite layer by changing the angle of their winding, the internal structure of the composite layer being composed in part of the stress on turkeys mainly of helically wound fiber bundles and in the part stressed of tension and / or bending longitudinally wound fiber bundles, which are still wrapped essentially only for technological reasons at least by fixing fiber bundles.
Ve smyslu tohoto vynálezu tak může být vnitřní struktura této kompozitní vrstvy řízené proměnlivá jak v její jedné vrstvě, tak i mezi všemi jejími jednotlivými vinutými vrstvami. Výhodou řešení dle vynálezu je pak zejména možnost dosažení požadovaných mechanických vlastností v každém místě kompozitní výztuhy, a to zejména díky výše zmíněné proměnné hustotě ovíjení, přičemž i průřez jádra se může libovolně měnit podle potřeby konstrukce finálního dílu.Thus, in the sense of the present invention, the internal structure of this composite layer can be controlled in a variable manner both in its one layer and between all its individual wound layers. The advantage of the solution according to the invention is in particular the possibility of achieving the required mechanical properties in each place of the composite reinforcement, especially due to the above-mentioned variable wrapping density, while the cross-section of the core can be arbitrarily changed
Zatímco z pevnostních důvodů jsou spirálovitě a podélně vinuté svazky obvykle tvořeny uhlíkovými vlákennými svazky, mohou být fixační vlákenné svazky z důvodu zejména úspory výrobních nákladů tvořeny již pouze skelnými vlákennými svazky, a to i s úhlem stoupání podstatně vyšším, než u spirálovitě vinutých vlákenných svazků, neboť fixační vlákenné svazky mají za úkol jen zajistit polohu podélně vinutých vlákenných svazků na obvodu výztuhy. Polymemí matrice může být přitom tvořena např. polyuretanem.While, for strength reasons, helically wound and longitudinally wound bundles are usually formed by carbon fiber bundles, fixing fiber bundles can be formed only by glass fiber bundles, in particular to save production costs, even with a substantially higher pitch angle than helically wound fiber bundles, since the purpose of the fixing fiber bundles is only to ensure the position of the longitudinally wound fiber bundles on the circumference of the reinforcement. The polymer matrix can be made of, for example, polyurethane.
S výhodou se přitom úhel stoupání spirálovitě vinutých vlákenných svazků pohybuje v rozmezí 10 až 45° a fixačních vlákenných svazků v rozmezí 45 až 80°. U podélně vinutých vlákenných svazků se v podstatě jedná o úhel návinu o velikosti 0°.Preferably, the pitch angle of the helically wound fiber bundles is in the range of 10 to 45 ° and of the fixing fiber bundles in the range of 45 to 80 °. In the case of longitudinally wound fiber bundles, this is essentially a winding angle of 0 °.
Podstata vynálezu rovněž spočívá v tom, že hustota podélně vinutých vlákenných svazků v části kompozitní výztuhy, která je namáhána na ohyb, se koncentruje do oblasti, přivrácené k působícímu ohybovému namáhání.The invention is also based on the fact that the density of the longitudinally wound fiber bundles in the part of the composite reinforcement which is subjected to the bending stress is concentrated in the area facing the applied bending stress.
Při konkretizaci řešení dle vynálezu je vycházeno z následujících skutečností a závěrů, vyplývajících z numerického modelování komplexního vlákenného kompozitu pro studii vlivu mechanických vlastností v závislosti na objemovém podílu a orientaci vláken.The solution according to the invention is based on the following facts and conclusions resulting from the numerical modeling of a complex fiber composite for the study of the influence of mechanical properties depending on the volume fraction and the orientation of the fibers.
Nejvyššího potenciálního ztužení rovinných trubkových dlouhovlákenných kompozitů, dále jen kompozitů, se dosáhne, jsou-li vlákna namáhaná až do meze pevnosti napětím přeneseným matricí. Matrice slouží především k přenosu napětí do vláken, které následně přenášejí většinu pevnosti kompozitu. Matrice zároveň slouží pro vytvoření kompaktní struktuiy a chrání před poškozením vláken, například oxidaci nebo působením agresivních látek či záření, především jeho UV složky, které vede ke značné ztrátě jejich pevnosti. Zvláštní pozornost je třeba věnovat fázovému rozhraní, tedy vrstvy mezi matricí a vlákny. Tato vrstva je rozhodující pro samotný vznik a existenci kompozitu, protože se kvalitativně jedná o zcela jinou fázi, která nemá vlastnosti ani matrice, ani výztuhy. Vlastnosti této mezivrstvy jsou rozhodující pro synergický efekt jednotlivých komponent. Pro průmyslové aplikace se zpravidla nepoužívají kompozity sjednosměmou výztuhou (uniaxiální), neboť rozložení vektoru hlavních napětí nepůsobí v celém konstrukčním prvku v jednom směru. Proto je důležitá znalost, jak významně ovlivňuje velikost hodnoty napětí pro různá zatížení samotná orientace vláken. Obecně empirické vztahy vycházející z experimentů jsou omezeny pouze na využití Youngových modelů pro tahová a tlaková napětí. Ve skutečnosti je kompozit zatěžován také silami, které v něm způsobují nejen napětí tahová a tlaková, ale také smyková, kde již empirické vztahy tuto skutečnost neumějí vhodně zohlednit. Je také zřejmé, že tato napětí působí nejen v hlavních složkách kompozitu, ale také mezifázi, která nebyla dosud vhodně popsána ani prostřednictvím empirických vztahů ani numerických simulací. Lze přitom poznamenat, že byly napsány řady hypotéz a teorií, ale vždy konkrétně pro daný uniaxiální vlákenný kompozit, a že také numerické modely jsou obecně odkázány na zjednodušení problému prostřednictvím již předefinovaného materiálového modelu, kde jedné geometrii zpravidla z SHEL elementů jsou definovány všechny fáze, což vede k tomu, že ke kvantitativnímu hodnocení kompozitu se využívá pouze plošné či objemové zastoupení jednotlivých komponent, tj. matrice a výztuha. To však nezohledňuje uspořádání vláken resp. vlákenného svazku ve vrstvě ani jejich geometrii, která určuje jedinečnost konkrétního provedení kompozitu. Například jemnost vláken je zcela rozhodující pro vznik mezifáze a liší se v závislosti na průměru vláken, tvaru průřezu (kruhový, hvězdicový, laločnatý) a povrchových vlastnostech vláken, především drsnosti, průřezu vláken a jejich orientace vzhledem k působícímu napětí apod. Z výše uvedeného je zřejmé, že uvedené možnosti stanovit dosažitelnou pevnost kompozitu jsou jen orientační, resp. idealizované. Vhodným nástrojem pro posouzení reálných mechanických vlastností kompozitu a zpřesnění empirických vztahů se jeví použití numerického modelování s využitím reálné geometrie struktury kompozitu. Nespornou výhodou je, že může takovéto simulace nahradit experiment, který je v reálných podmínkách nerealizovatelný, ať už z důvodu minimálních rozměrů sledovaných oblastí (rozhraní matrice - výztuha), nedostatečné přesnosti či rozsahu měření apod. Prostřednictvím odpovídajícího modelu lze např. vyšetřovat rozložení napětí na rozhraní jednoho vlákna s matricí, tedy na mikroúrovni, stanovit požadavky na vlastnosti matrice včetně minimálních požadovaných smykových napětí, mechanismus delaminace vrstev, optimalizace vzdáleností jednotlivých vrstev ve vícevrstvém kompozitu, vliv a optimalizaci orientace vrstev, vliv průměrů vláken apod., tedy na makroůrovni. Napětí se přenáší téměř výhradně výztuhou, a to ve směru osy vlákna resp. vlákenného pramence prostřednictvím matrice, uniaxiální kompozity (nulový úhel vlákenného svazku tj. podélné uspořádání vláken) pak přenášejí napětí takové ve směru vláken a určité ohybové napětí kolmo na osu vlákna, přičemž odolnost v krutu je nízká. Tahové napětí ve směru kolmém na vlákno, tj. pod úhlem 90° se téměř nepřenáší, odolnost je dána v podstatě jen vlastnostmi matrice. Taktéž odolnost vůči ohybu je zanedbatelná. Vlákna s orientací pod určitým úhlem přenášejí napětí v kruhu, ale na úkor přenosu napětí a tahu či tlaku. To je dáno tím, že část vláken neleží ve směru působícího napětí.The highest potential stiffening of planar tubular long-fiber composites, hereinafter referred to as composites, is achieved when the fibers are stressed up to the yield strength by the stress-transmitted matrix. The matrix serves primarily to transfer stress to the fibers, which in turn transfer most of the strength of the composite. The matrix also serves to create a compact structure and protects against damage to the fibers, such as oxidation or the action of aggressive substances or radiation, especially its UV component, which leads to a significant loss of their strength. Special attention must be paid to the phase interface, ie the layer between the matrix and the fibers. This layer is crucial for the very origin and existence of the composite, because it is qualitatively a completely different phase, which has no properties or matrix or reinforcement. The properties of this intermediate layer are decisive for the synergistic effect of the individual components. For industrial applications, unidirectional (uniaxial) composites are generally not used, because the distribution of the principal stress vector does not act in one direction in the entire structural element. Therefore, it is important to know how significantly the magnitude of the stress value for different loads affects the very orientation of the fibers. In general, empirical relationships based on experiments are limited to the use of Young's models for tensile and compressive stresses. In fact, the composite is also loaded by forces that cause not only tensile and compressive stresses, but also shear stresses, where empirical relationships can no longer take this fact into account. It is also clear that these stresses act not only in the main components of the composite, but also the interphase, which has not yet been properly described either through empirical relations or numerical simulations. It can be noted that a number of hypotheses and theories have been written, but always specifically for a given uniaxial fiber composite, and that numerical models also generally rely on simplifying the problem through an already predefined material model, where all phases are usually defined from SHEL elements. which leads to the fact that only the area or volume representation of individual components, ie the matrix and the reinforcement, is used for the quantitative evaluation of the composite. However, this does not take into account the arrangement of the fibers resp. of the fiber bundle in the layer or their geometry, which determines the uniqueness of a particular embodiment of the composite. For example, the fineness of the fibers is absolutely crucial for the formation of the interphase and varies depending on the fiber diameter, cross-sectional shape (circular, star, lobed) and surface properties of the fibers, especially roughness, fiber cross-section and their orientation with respect to applied stress, etc. it is obvious that the mentioned possibilities to determine the achievable strength of the composite are only indicative, resp. idealized. A suitable tool for assessing the real mechanical properties of the composite and refining the empirical relationships seems to be the use of numerical modeling using the real geometry of the composite structure. The undeniable advantage is that such a simulation can replace an experiment that is not feasible in real conditions, either due to the minimum dimensions of the monitored areas (matrix-reinforcement interface), insufficient accuracy or measurement range, etc. interface of one fiber with the matrix, ie at the micro level, determine requirements for matrix properties including minimum required shear stresses, layer delamination mechanism, optimization of distances of individual layers in multilayer composite, influence and optimization of layer orientation, influence of fiber diameters etc., ie on macro level. The stress is transmitted almost exclusively by the reinforcement, in the direction of the fiber axis resp. of the fiber strand by means of a matrix, the uniaxial composites (zero angle of the fiber bundle, i.e. the longitudinal arrangement of the fibers) then transmit a stress such in the direction of the fibers and a certain bending stress perpendicular to the fiber axis, the torsional strength being low. The tensile stress in the direction perpendicular to the fiber, ie at an angle of 90 °, is almost not transmitted, the resistance is given essentially only by the properties of the matrix. Also the resistance to bending is negligible. Fibers with an orientation at a certain angle transfer stress in a circle, but at the expense of stress transfer and tension or pressure. This is due to the fact that part of the fibers do not lie in the direction of the applied tension.
V multifázovém kompozitu vlákno - matrice - mezifáze s obecnou směrovou orientací vláken lze pak získat optimální strukturu pomocí numerických modelů řešených metodou konečných prvků, protože lze vyšetřit chování kompozitu na mikroúrovni a tyto vlastnosti aplikovat na makroúroveň, což empirické vztahy neumožňují. Jsou-li vlákna uspořádaná ve dvou kolmých směrech, přispívají příčná vlákna k podélné pevnosti při tahové zkoušce jen minimálně, ale jejich příspěvek se začne zvyšovat s orientací úhlu. Pod úhlem 45° popř. 30° nebo 60° získává muitifázový kompozit quasiizotropní charakter, kde lze nalézt pro konstrukci danému dílu optimální orientaci vláken vzhledem k požadavkům na mechanické vlastnosti. U vícevrstvých kompozitů se oproti jednosměrným kompozitům významně mění také var tahového pracovního diagramu, kde jeho sklon se v určité fázi namáhání náhle změní v důsledku porušování vrstev pod úhlem blížícím se k 90° ke směru zatížení. Z výsledků modelových simulací pro multifázové kompozity lze také stanovit, že orientace vláken ovlivňuje při daných zatěžujících stavech lineární průběh natahování (uspořádání vláken blížící se k 0°) a silně nelineární průběh (uspořádání vláken blížící se k 45°), což je také v souladu s experimenty. Samotné napětí pro dané přetvoření má průběh nelineární a je významně ovlivněno objemovým podílem vláken. Objemový podíl vláken způsobuje větší tuhost a odpor proti deformaci a tedy hodnota napětí roste, což je patrné u multifázového kompozitu v porovnání s jednosměrnými vlákennými kompozity. Samotný vnitřní povrch kompozitního systému lze obecně chápat jako integrál stykových ploch jednotlivých přítomných fází (vlákna - matrice - vlákna), podmiňující stupeň kontaktu a velikosti sil působících na fázovém rozhraní (stykový povrch mezi vlákny, resp. vlákennými svazky). Napětí z jedné fáze A (např. 1. svazek podélných vláken) do druhé fáze B (např. 2. Svazek podélných vláken) může být přenášeno buď přímým kontaktem (vlákenný svazek č. 1 - vlákenný svazek č. 2), nebo prostřednictvím spojovací vrstvy C, tj. matricí, která má určitou tloušťku mezi dvěma vlákennými svazky. Studovat a analyzovat tuto velmi složitou problematiku vzájemné soudržnosti danou mechanickými vlastnostmi všech přítomných fází, které lze považovat za silně nelineární jev, lze opět prostřednictvím numerického modelování, neboť sestavením odpovídající simulace lze přibližně popisovat kritické velikosti napětí při delaminaci. Také se musí konstatovat, že reálné povrchy a fázová rozhraní mají vyšší drsnost, než idealizovaná geometrie modelu (povrch s nepravidelností řádově ve stovkách 100 pm). Pomocí obrazové analýzy lze zjistit, že uvažovaný kontakt dvou vlákenných povrchů může být ve skutečnosti jen zdánlivý, neboť přenos sil zprostředkovává existence přenosové vrstvy, kterou nemusí být vždy jen matrice, ale při nedostatku tekutiny také plynná fáze (vzduch). Simulace pak mohou nabízet řešení posouzení vlivu vady na výsledné vlastnosti kompozitu, což může být užitečné, z hlediska mechanických vlastností takto připraveného kompozitu. Pro numerický model je proto nutné uvažovat i parametry existence takového rozhraní. Modelově to lze charakterizovat obecnou orientací výztuhy s přenosovou vrstvou v souladu s kompozitními teoriemi a popisem reálných vnitřních povrchů. Modelovat lze prostřednictvím porušitelných beamových lineárních prvků přenášející pouze tah, či nelineárních beamových prvků přenášející tah, tlak, ohyb i krůt. Z výsledků lze analyzovat, že samotná orientace výztuhy vzhledem ke směru působící síly významně ovlivňuje velikost výsledného modulu pružnosti. Při vyšetřování delaminace vrstev je vliv orientace výztuhy zcela zřejmý. Numerická simulace ukázala, že zcela orientovaná struktura (směr osy zatížení tj. 0°) vykazuje modul řádově E~104'5 MPa, při sklonu výztuhy vzhledem k působící síly 20° se snižuje na řádově E~103“4 MPa a výztuha orientovaná pod úhly 0, 20°, 60° dává modul pouze E~102,4 MPa. Závěrečné konstatování vede k tomu, že samotnou vizualizací geometrie lze následně sestavit odpovídající CAD model s geometrickým tvarem vlákenného kompozitu, úhel navíjení vlákenné vrstvy, počet vrstev, ale i tvarovou složitost geometrie konstrukčního dílu a následně v preprocesoru sestavit pravidelnou strukturovanou síť pro následné simulace.In a multifase fiber-matrix-interphase composite with a general directional orientation of fibers, the optimal structure can be obtained using numerical models solved by the finite element method, because the behavior of the composite at the micro level can be investigated and these properties applied to the macro level, which empirical relationships do not allow. If the fibers are arranged in two perpendicular directions, the transverse fibers contribute only minimally to the longitudinal strength in the tensile test, but their contribution begins to increase with the orientation of the angle. At an angle of 45 ° or 30 ° or 60 °, the multi-phase composite acquires a quasiisotropic character, where the optimal orientation of the fibers can be found for the construction of a given part with regard to the requirements for mechanical properties. In the case of multilayer composites, the variability of the tensile working diagram also changes significantly compared to unidirectional composites, where its inclination suddenly changes at a certain stress stage due to layer failure at an angle approaching 90 ° to the load direction. From the results of model simulations for multiphase composites, it can also be determined that the fiber orientation affects the linear course of stretching (fiber arrangement approaching 0 °) and strongly nonlinear course (fiber arrangement approaching 45 °) at given loading conditions, which is also consistent with experiments. The stress itself for a given deformation has a non-linear course and is significantly affected by the volume fraction of fibers. The volume fraction of fibers causes greater stiffness and resistance to deformation, and thus the stress value increases, which is evident in a multiphase composite compared to unidirectional fiber composites. The inner surface of the composite system itself can generally be understood as the integral of the contact surfaces of the individual phases present (fibers - matrix - fibers), determining the degree of contact and the magnitude of forces acting at the phase interface (contact surface between fibers or fiber bundles). The tension from one phase A (e.g. 1st bundle of longitudinal fibers) to another phase B (e.g. 2nd bundle of longitudinal fibers) can be transmitted either by direct contact (fiber bundle No. 1 - fiber bundle No. 2) or via a connecting layer C, i.e. a matrix having a certain thickness between two fiber bundles. This very complex problem of mutual cohesion given by mechanical properties of all present phases, which can be considered as a strongly nonlinear phenomenon, can be studied and analyzed again by numerical modeling, because by compiling a corresponding simulation it is possible to roughly describe critical stresses during delamination. It must also be stated that real surfaces and phase interfaces have a higher roughness than the idealized geometry of the model (a surface with an irregularity of the order of 100 pm). Using image analysis, it can be seen that the considered contact of the two fibrous surfaces can in fact only be apparent, since the transmission of forces is mediated by the existence of a transfer layer, which may not always be just the matrix but also the gas phase (air) in the absence of fluid. The simulations can then offer a solution for assessing the effect of the defect on the resulting properties of the composite, which can be useful in terms of the mechanical properties of the composite thus prepared. For the numerical model, it is therefore necessary to consider the parameters of the existence of such an interface. As a model, this can be characterized by the general orientation of the reinforcement with the transfer layer in accordance with composite theories and the description of real internal surfaces. It is possible to model by means of breakable beam linear elements transmitting only tension, or nonlinear beam elements transmitting tension, pressure, bending and turkeys. From the results, it can be analyzed that the orientation of the reinforcement with respect to the direction of the applied force significantly affects the magnitude of the resulting modulus of elasticity. When investigating the delamination of layers, the effect of reinforcement orientation is quite obvious. Numerical simulation showed that the completely oriented structure (direction of the load axis, ie 0 °) has a modulus of the order of E ~ 10 4 ' 5 MPa, at a slope of the reinforcement with respect to the applied force of 20 ° it decreases to the order of E ~ 10 3 " 4 MPa and reinforcement oriented at angles 0, 20 °, 60 ° gives the modulus only E ~ 10 2.4 MPa. The final statement leads to the fact that the visualization of the geometry can then compile a corresponding CAD model with the geometric shape of the fiber composite, the winding angle of the fiber layer, number of layers, but also the shape complexity of the component geometry and then build a regular structured network in the preprocessor for subsequent simulations.
Objasnění výkresůExplanation of drawings
Vynález je blíže osvětlen pomocí schematických výkresů zjednodušeného příkladného provedení kompozitní výztuhy podle vynálezu, kde znázorňuje:The invention is further elucidated by means of schematic drawings of a simplified exemplary embodiment of a composite reinforcement according to the invention, in which it shows:
obr. 1 - kompozitní výztuhu v půdorysu obr. 2 - kompozitní výztuhu v bokorysu obr. 3 - detailní kladení jednotlivých vinutých vrstev kompozitní výztuhy obr. 4- část kompozitní výztuhy s naznačeným průběhem vlákenných svazků v jedné vinuté vrstvě mezi oblastí namáhanou na tah a na ohyb obr. 5- část kompozitní výztuhy s naznačeným průběhem vlákenných svazků v jedné vinuté vrstvě mezi oblastí namáhanou na tah a na krůt obr. 6 - numerický model multifázového kompozitu pro studii mechanických vlastností obr. 7 - numerické modely při stejné hodnotě deformace obr. 7a- rozložení ekvivalentního napětí v jednosměrném vlákenném kompozitu (0°) obr. 7b - rozložení ekvivalentního napětí v jednosměrném vlákenném kompozitu (45°) obr. 7c- rozložení ekvivalentního napětí v jednosměrném vlákenném kompozitu (0° - matrice 45°).Fig. 1 - composite reinforcement in plan view Fig. 2 - composite reinforcement in side view Fig. 3 - detailed laying of individual wound layers of composite reinforcement Fig. 4- part of composite reinforcement with indicated course of fiber bundles in one wound layer between tensile area and on bending Fig. 5 part of the composite reinforcement with the indicated course of fiber bundles in one wound layer between the area stressed by tension and turkey Fig. 6 - numerical model of multiphase composite for the study of mechanical properties Fig. 7 - numerical models at the same value of deformation Fig. 7a - distribution of equivalent stress in unidirectional fiber composite (0 °) Fig. 7b - distribution of equivalent stress in unidirectional fiber composite (45 °) Fig. 7c - distribution of equivalent stress in unidirectional fiber composite (0 ° - matrix 45 °).
Příklady uskutečnění vynálezuExamples of embodiments of the invention
Kompozitní výztuha je, jak patrno z obr. 1 a obr. 2, vytvořena v podobě uzavřeného 3D rámu a její vnitřní struktura, jak je dále patrno obr. 3, je tvořena kompozitní vrstvou 1, sestávající z celkem sedmi vinutých vrstev 2 na plastovém formovacím jádře 4 navinutých vlákenných svazků 3, prosycených polymemí, v tomto příkladném provedení polyuretanovou matricí. Struktura této kompozitní vrstvy 1 je, jak je dále blíže naznačeno, řízené jak hustotou a úhlem návinu, tak i druhem vlákenných svazků 3, proměnlivá podle místně převažujícího různého druhu a velikosti jejího mechanického namáhání, přičemž je tvořena kombinací jak spirálovitě vinutých vlákenných svazků 3.1. tak i podélně vinutých vlákenných svazků 3.2.As can be seen from Fig. 1 and Fig. 2, the composite reinforcement is formed in the form of a closed 3D frame and its internal structure, as further seen in Fig. 3, is formed by a composite layer 1 consisting of a total of seven wound layers 2 on a plastic molding. the core 4 of the wound fiber bundles 3, impregnated with a polymer, in this exemplary embodiment with a polyurethane matrix. The structure of this composite layer 1 is, as indicated in more detail below, controlled by both the density and angle of winding and the type of fiber bundles 3, varying according to the locally prevailing different types and magnitudes of its mechanical stress, forming a combination of both helically wound fiber bundles 3.1. as well as longitudinally wound fiber bundles 3.2.
Jak je blíže patrno z obr. 3, je na formovacím jádru 4 nejprve uspořádána první vinutá vrstva 2.1, na níž je uspořádána druhá vinutá vrstva 2.2, dále pak třetí vinutá vrstva 2.3, čtvrtá vinutá vrstva 2.4, pátá vinutá vrstva 2.5, šestá vinutá vrstva 2.6 a sedmá vinutá vrstva 2.7. První a čtvrtá vinutá vrstva 2.1 a 2.4 je celá tvořena z uhlíkových pod úhlem 40° spirálovitě vinutých vlákenných svazků 3.1, druhá a pátá vinutá vrstva 2.2 a 2.5 je tvořena rovněž z uhlíkových ale pod úhlem 30° a s opačným stoupáním spirálovitě vinutých vlákenných svazků 3.1.As can be seen in more detail in FIG. 3, a first wound layer 2.1 is first arranged on the molding core 4, on which a second wound layer 2.2 is arranged, then a third wound layer 2.3, a fourth wound layer 2.4, a fifth wound layer 2.5, a sixth wound layer 2.6 and the seventh coiled layer 2.7. The first and fourth wound layers 2.1 and 2.4 are entirely formed of carbon at an angle of 40 ° of helically wound fiber bundles 3.1, the second and fifth wound layers 2.2 and 2.5 are also formed of carbon but at an angle of 30 ° and with opposite pitch of helically wound fiber bundles 3.1.
Třetí vinutá vrstva 2.3. jak je na obr. 3 naznačeno, je z části tvořena uhlíkovými podélně vinutými vlákennými svazky 3.2. které, jak je dále blíže naznačeno na obr. 5, přecházejí změnou úhlu svého návinu v dalším úseku do spirálovitě vinutých vlákenných svazků 3.1. Šestá vinutá vrstva 2.6 ie celá tvořena uhlíkovými podélně vinutými vlákennými svazky 3.2. jejichž hustota, jak je dále patrno z obr. 4, se v části namáhané na ohyb koncentruje do oblasti, přivrácené k působícímu ohybovému namáhání, naznačenému na obr. 3 šipkami.Third coiled layer 2.3. as indicated in Fig. 3, it is partly formed by carbon longitudinally wound fiber bundles 3.2. which, as indicated in more detail in Fig. 5, change by changing the angle of their winding in the next section into spirally wound fiber bundles 3.1. The sixth wound layer 2.6 ie consists entirely of carbon longitudinally wound fiber bundles 3.2. whose density, as can be further seen from FIG. 4, is concentrated in the part subjected to the bending stress in the region facing the applied bending stress, indicated in FIG. 3 by the arrows.
Sedmá vinutá vrstva 2.7 je pak tvořena fixačním vlákenným svazkem 3.3, navinutými pod úhlem 80° pro zajištění polohy podélně vinutých vlákenných svazků 3.2 šesté vinuté vrstvy 2.6.The seventh wound layer 2.7 is then formed by a fixing fiber bundle 3.3, wound at an angle of 80 ° to secure the position of the longitudinally wound fiber bundles 3.2 of the sixth wound layer 2.6.
Jak je již uvedeno výše a je patrno z obr. 5 a obr. 6, samotné napětí pro dané přetvoření má nelineární průběh a je významně ovlivněno objemovým podílem vláken ve vlákenných svazcích 3. Objemový podíl vláken způsobuje větší tuhost a odpor proti deformaci, což je zřejmé u multifázového kompozitu v porovnání s jednosměrnými vlákennými kompozity.As mentioned above and can be seen from Fig. 5 and Fig. 6, the stress itself for a given deformation has a non-linear course and is significantly affected by the volume fraction of fibers in fiber bundles 3. The volume fraction of fibers causes greater stiffness and resistance to deformation, which is evident in a multiphase composite compared to unidirectional fiber composites.
Průmyslová využitelnostIndustrial applicability
Řešení dle vynálezu je široce využitelné zejména v automobilovém průmyslu s cílem snížení hmotnosti vyztužených tvarově složitých částí karoserie motorových vozidel při současném zvyšování jejich tuhosti.The solution according to the invention is widely applicable especially in the automotive industry with the aim of reducing the weight of reinforced body-shaped parts of motor vehicles while increasing their rigidity.
Claims (3)
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| CZ2013-1066A CZ305681B6 (en) | 2013-12-23 | 2013-12-23 | Composite stiffener |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| CZ2013-1066A CZ305681B6 (en) | 2013-12-23 | 2013-12-23 | Composite stiffener |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| CZ20131066A3 CZ20131066A3 (en) | 2015-07-01 |
| CZ305681B6 true CZ305681B6 (en) | 2016-02-03 |
Family
ID=53512873
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| CZ2013-1066A CZ305681B6 (en) | 2013-12-23 | 2013-12-23 | Composite stiffener |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| CZ (1) | CZ305681B6 (en) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN111042443A (en) * | 2019-12-26 | 2020-04-21 | 北京工业大学 | FRP (fiber reinforced plastic) rib with high compressive strength and ductility and preparation method thereof |
Citations (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US3778322A (en) * | 1970-02-23 | 1973-12-11 | Ici Ltd | Process of forming spirally wound product |
| CZ17951U1 (en) * | 2007-08-08 | 2007-10-23 | Prefa Kompozity, A. S. | Wound round reinforcement of composite materials |
| CZ2008607A3 (en) * | 2008-10-10 | 2010-04-21 | Uher@Ondrej | Product made of fiber composite |
| CN102788199A (en) * | 2012-08-15 | 2012-11-21 | 长春高祥特种管道有限公司 | Continuously reinforced composite tube winded by glass fiber resin band and preparation method |
| JP2013095112A (en) * | 2011-11-04 | 2013-05-20 | Shikibo Ltd | Dry preform of composite material and method for manufacturing the same |
| CN102434727B (en) * | 2011-11-30 | 2014-03-05 | 徐云清 | Glass fiber reinforced plastic finned tube and production method |
-
2013
- 2013-12-23 CZ CZ2013-1066A patent/CZ305681B6/en unknown
Patent Citations (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US3778322A (en) * | 1970-02-23 | 1973-12-11 | Ici Ltd | Process of forming spirally wound product |
| CZ17951U1 (en) * | 2007-08-08 | 2007-10-23 | Prefa Kompozity, A. S. | Wound round reinforcement of composite materials |
| CZ2008607A3 (en) * | 2008-10-10 | 2010-04-21 | Uher@Ondrej | Product made of fiber composite |
| JP2013095112A (en) * | 2011-11-04 | 2013-05-20 | Shikibo Ltd | Dry preform of composite material and method for manufacturing the same |
| CN102434727B (en) * | 2011-11-30 | 2014-03-05 | 徐云清 | Glass fiber reinforced plastic finned tube and production method |
| CN102788199A (en) * | 2012-08-15 | 2012-11-21 | 长春高祥特种管道有限公司 | Continuously reinforced composite tube winded by glass fiber resin band and preparation method |
Non-Patent Citations (1)
| Title |
|---|
| P.D.Soden et al.:Influence of winding angle on the strength and deformation of filament-wound composite tubes subjected to uniaxial and biaxial loads, Composites Science and Technology 46 (1993), 363-378 * |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN111042443A (en) * | 2019-12-26 | 2020-04-21 | 北京工业大学 | FRP (fiber reinforced plastic) rib with high compressive strength and ductility and preparation method thereof |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| CZ20131066A3 (en) | 2015-07-01 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| Rozylo et al. | A model of low-velocity impact damage of composite plates subjected to Compression-After-Impact (CAI) testing | |
| Qureshi | A review of fibre reinforced polymer structures | |
| Kalhor et al. | The effect of FRP thickness on energy absorption of metal-FRP square tubes subjected to axial compressive loading | |
| Elahi et al. | Theoretical study of absorbed energy by empty and foam-filled composite tubes under lateral compression | |
| Rafiee et al. | Simulation of functional failure in GRP mortar pipes | |
| Deifalla et al. | Exploring GFRP bars as reinforcement for rectangular and L-shaped beams subjected to significant torsion: An experimental study | |
| Sun et al. | Stress analysis of multi-layered hollow anisotropic composite cylindrical structures using the homogenization method | |
| Wang et al. | Finite element simulation of the failure process of single fiber composites considering interface properties | |
| Wang et al. | Axial compressive performance of laminated bamboo column with aramid fiber reinforced polymer | |
| Seo et al. | Enhancement in elastic modulus of GFRP bars by material hybridization | |
| Lou et al. | Response of continuous concrete beams internally prestressed with unbonded FRP and steel tendons | |
| Kalavagunta et al. | Axially loaded steel columns strengthened with CFRP | |
| Zhou et al. | The transverse impact responses of 3-D braided composite I-beam | |
| Shen | Boundary layer theory for the nonlinear vibration of anisotropic laminated cylindrical shells | |
| Vignoli et al. | Multiscale failure analysis of cylindrical composite pressure vessel: a parametric study | |
| Brighenti et al. | Micromechanical crack growth-based fatigue damage in fibrous composites | |
| Kang | Composite and non-composite behaviors of foam-insulated concrete sandwich panels | |
| Mousa et al. | Flexural behavior of full-scale circular concrete members reinforced with basalt FRP bars and spirals: Tests and theoretical studies | |
| El-Mogy et al. | Experimental testing and finite element modeling on continuous concrete beams reinforced with fibre reinforced polymer bars and stirrups | |
| Zhao et al. | Influences of ply waviness and discontinuity on automated fibre placement manufactured grid stiffeners | |
| Heydarinouri et al. | FE analysis and experimental validation of mechanical wedge–barrel anchors for CFRP rods | |
| Zhou et al. | Failure mechanism and optimization of fiber-reinforced polymer cable-anchor system based on 3D finite element model | |
| Hain et al. | Influence of fiber orientation and shell thickness on the axial compressive behavior of concrete-filled fiber-reinforced polymer tubes | |
| Boey et al. | Progressive damage and failure strength of notched woven fabric composites under axial loading with varying strain rates | |
| CZ305681B6 (en) | Composite stiffener |