ÎmbinĂri adezive pentru elemente

UNIVERSITATEA TEHNICĂ „GHEORGHE ASACHI” DIN

IAȘI

FACULTATEA DE CONSTRUCȚII ȘI INSTALAȚII

ÎMBINĂRI ADEZIVE PENTRU ELEMENTE

PULTRUDATE DIN COMPOZITE

POLIMERICE ARMATE CU FIBRE

– TEZĂ DE DOCTORAT –

Doctorand:

Ing. Dragoș Ungureanu

Conducător de doctorat:

Prof. univ. dr. ing. dr. H.C. Nicolae Țăranu

IAȘI – 2018

ÎMBINĂRI ADEZIVE PENTRU ELEMENTE PULTRUDATE DIN

COMPOZITE POLIMERICE ARMATE CU FIBRE

i

CUPRINS

Cuprins i

Lista figurilor v

Lista tabelelor xi

Capitolul 1 Introducere 1

1.1 Generalități 1

1.2 Motivația și obiectivele cercetării 2

1.3 Conținutul tezei 3

Capitolul 2 Stadiul actual al cercetării în domeniul îmbinărilor adezive pentru

elemente compozite

5

2.1 Introducere 5

2.2 Aplicații ale îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate din CPAF 6

2.3 Stadiul actual al cercetării în domeniul îmbinărilor adezive pentru elemente

compozite

12

2.3.1 Generalități 12

Capitolul 3 Materiale compozite polimerice armate cu fibre 17

3.1 Introducere 17

3.2 Tipuri de fibre 23

3.2.1 Fibre de sticlă 23

3.2.2 Fibre de carbon 25

3.2.3 Fibre aramidice 26

3.3 Tipuri de matrice polimerice 26

3.3.1 Rășini epoxidice 27

3.3.2 Rășini poliesterice 28

3.3.3 Rășini vinilesterice 29

CUPRINS

ii

3.3.4 Rășini termoplastice 29

Capitolul 4 Adezivi pentru îmbinarea elementelor 31

4.1 Introducere 31

4.2 Clasificarea adezivilor 33

4.2.1 Clasificare în funcție de compoziția chimică 34

4.2.2 Clasificare în funcție de natura adezivului 36

4.2.3 Clasificare în funcție de forma de ambalare 36

4.2.4 Clasificare în funcție de comportarea mecanică a adezivilor 37

4.3 Criterii de selecție a adezivului 38

Capitolul 5 Rezistența de aderență 39

5.1 Introducere 39

5.2 Teorii de aderență 40

5.2.1 Teoria conlucrării mecanice 40

5.2.2 Teoria atracției electrostatice 42

5.2.3 Teoria adsorbției 42

5.2.4 Teoria legăturilor chimice 45

5.2.5 Teoria difuziei moleculare 45

5.3 Caracterizarea suprafețelor straturilor suport și selectarea soluției optime de

tratament de suprafață

46

5.4 Studiul microscopic al suprafețelor elementelor CPAF 48

5.4.1 Descrierea studiului experimental 49

5.4.2 Gradul de omogenitate a suprafețelor elementelor CPAF 50

5.4.3 Porozitatea elementelor CPAF 51

5.5 Concluzii 53

Capitolul 6 Principii de proiectare a îmbinărilor realizate cu adezivi 54

6.1 Introducere 54

6.2 Tipuri de îmbinări adezive 54

6.3 Analiza stării de tensiuni din îmbinările adezive 57

6.4 Studiul analitic al stării de tensiuni din îmbinările adezive 57

6.4.1 Modelul Volkersen 58

6.4.2 Modelul Goland - Reisner 59



iii

6.4.3 Modelul Hart - Smith 59

6.5 Analiza pe cale numerică a stării de tensiuni din îmbinările adezive 60

6.6 Calculul îmbinărilor adezive pe baza modelelor analitice și numerice și a

programelor experimentale

63

6.6.1 Proiectarea îmbinărilor realizate prin suprapunere simplă 64

6.6.2 Proiectarea îmbinărilor în straturi sau cu eclise duble 65

6.6.3 Considerente generale aplicate în proiectarea îmbinărilor adezive 66

6.7 Studiu comparativ între metodele analitice și metodele numerice aplicate în

vederea obținerii răspunsului structural al îmbinărilor adezive

66

6.7.1 Caracteristicile geometrice ale îmbinărilor analizate 67

6.7.2 Studiul distribuției tensiunilor pe cale analitică 69

6.7.3 Analiza numerică bazată pe metoda elementului finit 70

6.7.4 Rezultate 71

6.8 Optimizarea parametrilor constructivi ai îmbinărilor adezive pentru

elemente pultrudate din CPAF

75

6.8.1 Caracteristicile geometrice ale îmbinărilor analizate 76

6.8.2 Conceperea modelelor numerice 77

6.8.3 Rezultate 77

6.9 Concluzii 80

Capitolul 7 Cercetări experimentale privind eficiența structurală a îmbinărilor

adezive pentru elemente pultrudate

83

7.1 Generalități 83

7.2 Metodologii de investigare experimentală a îmbinărilor adezive 84

7.3 Caracterizarea modurilor de cedare specifice 85

7.4 Program experimental pentru investigarea îmbinărilor adezive dintre

elemente CPAF

87

7.4.1 Introducere 87

7.4.2 Descrierea epruvetelor fabricate pentru programul experimental 89

7.4.3 Asamblarea epruvetelor 96

7.4.4 Instrumentarea epruvetelor 107

7.4.5 Descrierea metodologiei de testare 109

Capitolul 8 Rezultate ale programului experimental privind eficiența structurală a

îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate

112

CUPRINS

iv

8.1 Introducere 112

8.2 Investigarea modurilor specifice de cedare în raport cu forțele capabile

ultime dezvoltate de îmbinări

112

8.2.1 Cedarea prin desprinderea și ruperea fibrelor 120

8.2.2 Cedarea prin cumul de moduri specifice 122

8.2.2.1 Combinație între modul dominant (desprinderea și ruperea fibrelor) și

modul secundar – desprinderea la nivelul interfeței

122


modul secundar – cedare coezivă

124

8.3 Trasarea curbelor forță - deplasare 125

8.4 Trasarea curbelor tensiuni tangențiale – deformații specifice 128

8.5 Variația deformațiilor specifice în lungul zonei de îmbinare 135

8.6 Trasarea curbelor tensiuni tangențiale – lunecare 142

8.7 Concluzii 150

Capitolul 9 Modelare numerică a comportării îmbinărilor adezive pe baza metodei

cu elemente finite

153

9.1 Introducere 153

9.2 Modelarea și analiza numerică a îmbinărilor adezive pentru elemente

pultrudate din compozite polimerice armate cu fibre de sticlă (CPAFS)

154

9.2.1 Conceperea modelelor numerice 154

9.2.2 Rezultatele modelării numerice 156

9.3 Concluzii 170

Capitolul 10 Concluzii generale, contribuții personale și valorificarea rezultatelor 171

10.1 Concluzii generale 171

10.2 Contribuții personale 180

10.3 Valorificarea rezultatelor 182

Bibliografie generală 185



v

Lista figurilor

Capitolul 2

Figura 2.1 ”The Eyecatcher” building

Figura 2.2 Poduri din materiale CPAF

Figura 2.3 Pod rutier peste autostrada M6, fabricat din profile compozite ASSETS

Figura 2.4 Podul Lleida din Spania

Capitolul 3

Figura 3.1 Structura și fazele materialelor compozite

Figura 3.2 Criterii de clasificare a materialelor compozite în funcție de tipul matricei și al

armăturilor Figura 3.3 Sistemul de armare a materialelor compozite

Figura 3.4 Tipuri de dispunere a fibrelor

Figura 3.5 Tipuri de fibre de sticlă: a) rovinguri, b) țesături, c) microfibre

Figura 3.6 Fibre de carbon: a) țesături, b) înglobate în lamele

Figura 3.7 Fibre aramidice: a) rovinguri, b) microfibre, c) țesături

Capitolul 4

Figura 4.1 Criterii de clasificare ale adezivilor

Figura 4.2 Clasificarea adezivilor în funcție de natura produșilor componenți

Figura 4.3 Adezivi cu comportare liniară – grafic tensiuni tangențiale - lunecare

Figura 4.4 Adezivi cu comportare neliniară – grafic tensiuni tangențiale - lunecare

Capitolul 5

Figura 5.1 Mecanismul conlucrării mecanice

Figura 5.2 Teoria electrostatică

Figura 5.3 Umectarea suprafeței și răspândirea adezivului în cazul materialelor CPAF

a - cu textură netedă, b - cu textură rugoasă Figura 5.4 Unghiul de contact Ɵ pentru diferite cazuri de umectare

Figura 5.5 Picătură de lichid pe suprafața elementului CPAF, în stare de echilibru

Figura 5.6 Mecanismul difuziei:

a – inter-difuzia moleculelor adezivului, b – inter-difuzia moleculelor substraturilor Figura 5.7 Epruvete: а) G1; b) G2; c) G3; d) C1; e) C2; f) C3

Figura 5.8 Centrarea și focalizarea probei. Microscop inversat XJP-6A echipat cu cameră DV-2C

Figura 5.9 Micro-fisuri localizate la suprafața probelor (100x):

а) G1; b) G2; c) G3; d) C1; e) C2; f) C3

Figura 5.10 Imagini procesate ale epruvetelor, corespunzător gradelor de porozitate și rugozitate:

а) G1; b) G2; c) G3; d) C1; e) C2; f) C3

Figura 5.11 Regiunile specifice corespunzătoare valorilor maxime ale porozității și rugozității.

Localizarea punctelor de măsurătoare. а) G1; b) G2; c) G3; d) C1; e) C2; f) C3

Figura 5.12 Distribuția rugozității medii pe lungimea probelor:

а) G1; b) G2; c) G3; d) C1; e) C2; f) C3

Capitolul 6

Figura 6.1 Tipuri curente de îmbinări adezive

CUPRINS

vi

Figura 6.2 Tipuri de îmbinări adezive de colț

Figura 6.3 Dezvoltarea tensiunilor tangențiale și normale (de cojire) în îmbinările adezive pentru

elemente pultrudate din CPAF Figura 6.4 Curbele tensiuni-deformații specifice pentru modelul analitic Hart-Smith

Figura 6.5 Schemă logică de procesare a datelor, specifică analizelor numerice bazate pe metoda

elementului finit Figura 6.6 Notații pentru îmbinarea prin suprapunere simplă

Figura 6.7 Notații pentru îmbinarea prin suprapunere dublă

Figura 6.8 Modele geometrice: a) Îmbinarea realizată prin suprapunere simplă b) Îmbinarea cu

aderenți rigizi - dimensiuni în mm (figurile nu respectă scara)

Figura 6.9 Harta distribuției tensiunilor a) tangențiale; b) de cojire, c) von Mises în stratul de

adeziv pentru modelul S1-1 [MPa]

Figura 6.10 Distribuția tensiunilor tangențiale în stratului de adeziv pentru modelul S1-1 obținută: a)

pe cale analitică; b) pe baza analizei numerice [MPa] Figura 6.11 Distribuția tensiunilor tangențiale în stratului de adeziv pentru: a) S1-1; b) S1-2; c) S1-3

Figura 6.12 Distribuția tensiunilor tangențiale în stratului de adeziv pentru: a) S2-1; b) S2-2; c) S2-3

Figura 6.13 Distribuția tensiunilor tangențiale în stratului de adeziv pentru: a) S3-1; b) S3-2; c) S3-3

Figura 6.14 Harta tensiunilor în stratul de adeziv a) tangențiale; b) de cojire c) von Misses pentru

îmbinarea cu aderenți rigizi T1-1 [MPa]

Figura 6.15 Distribuția tensiunilor în stratul de adeziv pentru modelul T1-1 obținută:

a) pe cale analitică; b) pe baza analizei numerice [MPa]

Figura 6.16

Comparație între rezultatele analitice și cele numerice - Distribuția tensiunilor în lungul

zonei de îmbinare pentru modelul T1-1

a) tensiuni tangențiale; b) tensiuni de cojire

Figura 6.17

Distribuției tensiunilor tangențiale în stratul de adeziv conform analizei numerice

(ANSYS): a) T1-1(2, 3); b) T2-1(2,3); c) T3-1(2, 3)

Figura 6.18 Distribuția tensiunilor tangențiale în stratul de adeziv conform modelul analitic:

a) T1-1(2, 3); b) T2-1(2,3); c) T3-1(2, 3) Figura 6.19 Caracteristicile geometrice ale modelelor (dimensiuni în mm)

Figura 6.20 Discretizarea modelelor tridimensionale

Figura 6.21 Condiții de încărcare

Figura 6.22 Modelul NSP – Tensiuni tangențiale [MPa]

Figura 6.23 Modelul NSP – Tensiuni normale [MPa]

Figura 6.24 Modelul SP 45 – Tensiuni tangențiale [MPa]

Figura 6.25 Modelul SP 45 – Tensiuni normale [MPa]





Figura 6.30 Distribuția tensiunilor tangențiale

Figura 6.31 Distribuția tensiunilor normale

Capitolul 7

Figura 7.1 Moduri de cedare specifice ale îmbinărilor adezive pentru elemente CPAF; a –

Desprinderea la interfața element compozit – adeziv, b – Delaminarea lamelei

compozite, c – Ruperea lamelei compozite, d – Cedarea de tip coeziv Figura 7.2 Proprietăți mecanice ale profilelor Fiberline după direcțiile principale

Figura 7.3 Configurația epruvetelor din seriile S1-S5

Figura 7.4 Configurația epruvetelor din seria S6

Figura 7.5 Debitarea profilelor CPAFS



vii

Figura 7.6 Microscop inversat XJP-6A dotat cu cameră foto DV-2C

Figura 7.7

Micro-fisuri prezente la suprafața elementelor CPAFS: a) probă prelucrată prin șlefuire

manuală, b) probă prelucrată prin șlefuire mecanică și manuală, c) probă prelucrată prin

șlefuire mecanică pe două direcții

Figura 7.8

Relevarea câmpurilor de prelucrare: a) probă prelucrată prin șlefuire manuală, b) probă

prelucrată prin șlefuire mecanică și manuală, c) probă prelucrată prin șlefuire mecanică

pe două direcții

Figura 7.9

Omogenitatea suprafeței și rugozitatea – reliefarea câmpurilor supra-procesate: a) probă

prelucrată prin șlefuire manuală, b) probă prelucrată prin șlefuire mecanică și manuală,

c) probă prelucrată prin șlefuire mecanică pe două direcții Figura 7.10 Locația punctelor pentru măsurători

Figura 7.11 Îmbunătățirea rugozității prin șlefuire mecanică: a) mișcare de translație, b) mișcare de

rotație Figura 7.12 a) Îmbunătățirea rugozității prin șlefuire manuală, b) Curățarea suprafeței cu solvenți

Figura 7.13 Adeziv structural epoxidic bi-component Sikadur 30

Figura 7.14 Dozarea și prepararea adezivului

Figura 7.15 Fixarea distanțierilor sferici pe zona de conlucrare

Figura 7.16 Caracteristicile constructive ale bancului de lucru

Figura 7.17 Conectarea elementelor sistemului și îndepărtarea excesului de adeziv

Figura 7.18 Securizarea și depozitarea probelor

Figura 7.19 Instrumentarea epruvetelor cu 3 traductori rezistivi și LVDT

Figura 7.20 Punte Wheatstone

Capitolul 8

Figura 8.1 Ariile de conlucrare după cedarea epruvetelor

Figura 8.2 Desprinderea și ruperea fibrelor. a) 25X; b) Det. A, 250X: c) Det. B, 250X.

Figura 8.3 Desprinderea și ruperea fibrelor, 25X. Verde – Fibre; Roșu - Matrice

Figura 8.4 Mod combinat de cedare: Mod dominant - Desprinderea și ruperea fibrelor; Mod

secundar: desprinderea la nivelul interfeței, 25X. Detaliul A, 250 X. Figura 8.5 Regiuni tratate insuficient, 25X

Figura 8.6 Mod combinat de cedare: Mod dominant - Desprinderea și ruperea fibrelor; Mod

secundar: coeziv, 25X; Detaliul A, 250 X; Detaliul B, 500 X Figura 8.7 Grafic forță – deplasare pentru epruvetele din seria S - 70

Figura 8.8 Grafic forță – deplasare pentru epruvetele din seria S – 100

Figura 8.9 Grafic forță – deplasare pentru epruvetele din seria S - 150

Figura 8.10 Grafic forță – deplasare pentru epruvetele din seria T - 100

Figura 8.11 Grafic tensiuni tangențiale – deformații specifice pentru epruvetele:

S–70–1-30 (i) și S-70-1-30 (ii)


S–70–1-330 (i) și S-70-1-330 (ii)


S–70–2-30 (i) și S-70-2-30 (ii)


S–70–2-330 (i) și S-70-2-330 (ii)


S–70–3-30 (i) și S-70-3-30 (ii)


S–70–3-330 (i) și S-70-3-330 (ii)


S–100–1-30 (i) și S-100-1-30 (ii) Figura 8.18 Grafic tensiuni tangențiale – deformații specifice pentru epruvetele:

CUPRINS

viii

S–100–1-330 (i) și S-100-1-330 (ii)


S–100–2-30 (i) și S-100-2-30 (ii)


S–100–2-330 (i) și S-100-2-330 (ii)

Figura 8.21 Grafic tensiuni tangențiale – deformații specifice pentru epruveta:

S–100–3-30 (i)


S–100–3-330 (i) și S-100-3-330 (ii)


S-150-2-330 (i) și S-150-2-330 (ii)


T–100–1-30 (i) și T-100-1-30 (ii)


T-100-1-330 (i)


T–100–2-30 (i)


T–100–2-330 (i)

Figura 8.28 Variația deformațiilor specifice în lungul zonei de îmbinare la diferite trepte de încărcare

- epruvetele S–70–1-30 (i) și S-70-1-30 (ii)


– epruvetele S–70–1-330 (i) și S-70-1-330 (ii)


















– epruveta S–100–3-30 (i)




– epruvetele S-150-2-330 (i) și S-150-2-330 (ii)


– epruvetele T-100-1-30 (i) și T-100-1-30 (ii)


– epruveta T-100-1-330 (i)


– epruveta T-100-2-30 (i)


– epruveta T-100-2-330 (i) Figura 8.45 Distanțele de calcul a tensiunilor tangențiale și ale lunecărilor



ix


- epruvetele S–70–1-30 (i) și S-70-1-30 (ii)




















– epruveta S–100–3-30 (i)




– epruvetele S-150-2-330 (i) și S-150-2-330 (ii)


– epruvetele T-100-1-30 (i) și T-100-1-30 (ii)


– epruveta T-100-1-330 (i)


– epruveta T-100-2-30 (i)


– epruveta T-100-2-330 (i)

Capitolul 9

Figura 9.1 Model numeric pentru îmbinările realizate prin suprapunere simplă

Figura 9.2 Model numeric pentru îmbinările cu aderenți rigizi


Figura 9.4 Discretizarea ariei de conlucrare și a stratului de adeziv

Figura 9.5 Definirea suprafeței și tipului de contact

Figura 9.6 Deplasarea totală – Epruveta S-70-1-30



Figura 9.9 Deplasarea totală – Epruveta T-100-1-30

Figura 9.10 Grafic comparativ pentru epruvetele S-70-1-30(i, ii, numeric) și S-70-1-330(i, ii,

numeric)


numeric)


numeric)


numeric)

CUPRINS

x


numeric)

Figura 9.15 Grafic comparativ pentru epruvetele S-100-3-30(i, numeric) și S-100-3-330(i, ii,

numeric) Figura 9.16 Grafic comparativ pentru epruvetele S-150-2-30(i, ii, numeric)

Figura 9.17 Grafic comparativ pentru epruvetele T-100-1-30(i, ii, numeric) și T-100-3-330(i,

numeric) Figura 9.18 Grafic comparativ pentru epruvetele T-100-2-30(i, numeric) și T-100-2-330(i, numeric)

Figura 9.19 Variația deformațiilor specifice – Epruveta S-70-1-30



Figura 9.22 Variația deformațiilor specifice – Epruveta T-100-1-30

Figura 9.23 Variația deformațiilor specifice pe lungimea de conlucrare la diferite trepte de încărcare

– Epruvetele S-70-1-30 i și ii – experiment vs. analiză numerică






– Epruvetele T-100-1-30 i și ii – experiment vs. analiză numerică Figura 9.27 Variația tensiunilor tangențiale maxime – Epruveta S-70-1-30

Figura 9.28 Variația tensiunilor tangențiale maxime – Epruveta S-100-1-330


Figura 9.30 Variația tensiunilor tangențiale maxime – Epruveta T-100-1-30

Figura 9.31 Tensiuni tangențiale maxime: S-70-1-30(i, ii, numeric) și S-70-1-330(i, ii, numeric),

[MPa]

Figura 9.32 Tensiuni tangențiale maxime: S-70-2-30(i, ii, numeric) și S-70-2-330(i, ii, numeric) ,

[MPa]

Figura 9.33 Tensiuni tangențiale maxime: S-70-3-30(i, ii, numeric) și S-70-3-330(i, ii, numeric) ,

[MPa]

Figura 9.34 Tensiuni tangențiale maxime: S-100-1-30(i, ii, numeric) și S-100-1-330(i, ii,

numeric),[MPa]

Figura 9.35 Tensiuni tangențiale maxime: S-100-2-30(i, ii, numeric) și S-100-2-330(i, ii,

numeric),[MPa]

Figura 9.36 Tensiuni tangențiale maxime: S-100-3-30(i, numeric) și S-100-3-330(i, ii, numeric),

[MPa] Figura 9.37 Tensiuni tangențiale maxime: S-150-2-30(i, ii, numeric), [MPa]

Figura 9.38 Tensiuni tangențiale maxime: T-100-1-30(i, ii, numeric) și T-100-1-330(i, numeric),

[MPa] Figura 9.39 Tensiuni tangențiale maxime: T-100-2-30(i, numeric) și T-100-2-330(i, numeric), [MPa]



xi

Lista tabelelor

Capitolul 3

Tabelul 3.1 Densități tipice ale produselor CPAF

Tabelul 3.2 Valori tipice pentru coeficienții de dilatare termică

Tabelul 3.3 Fibre de sticlă tip E și S - Proprietățile fizice și mecanice

Tabelul 3.4 Fibre de carbon - Proprietățile fizice și mecanice

Tabelul 3.5 Caracteristici fizico-mecanice ale matricelor epoxidice

Tabelul 3.6 Proprietățile fizico-mecanice ale matricelor polimerice poliesterice

Tabelul 3.7 Proprietățile fizico-mecanice ale matricelor polimerice vinilesterice

Tabelul 3.8 Proprietățile fizice și mecanice ale matricelor termoplastice

Capitolul 4

Tabelul 4.1 Avantaje și dezavantaje ale utilizării adezivilor

Tabelul 4.2 Tipuri de adezivi structurali în funcție de compoziția chimică

Capitolul 5

Tabelul 5.1 Principalele teorii de aderență

Tabelul 5.2

Descrierea probelor

(Fiberline design manual, 2012; Lamele Sika CarboDur – Fișa tehnică de produs, 2008;

Sika CarboShear L – Product Data Sheet, 2014; Mapei Carboplate – Fișa tehnică de

produs, 2008)

Tabelul 5.3 Dimensiunile nominale ale micro-fisurilor în µm

Tabelul 5.4 Porozitatea probelor [%]

Capitolul 6

Tabelul 6.1 Profile compozite plate – Caracteristici elastice

Tabelul 6.2 Profile compozite plate – Rezistențe mecanice

Tabelul 6.3 Adezivi

Tabelul 6.4 Caracteristicile geometrice ale modelelor

Tabelul 6.5 Notații modele geometrice

Capitolul 7

Tabelul 7.1 Profile compozite plate – Proprietăți fizice

Tabelul 7.2 Profile compozite plate – Caracteristici elastice

Tabelul 7.3 Profile compozite plate – Rezistențe mecanice

Tabelul 7.4 Adezivi

Tabelul 7.5 Detalierea probelor


Tabelul 7.7 Ariile ocupate de cele 6 câmpuri de procesare identificate la suprafața probei

Tabelul 7.8 Dimensiunile micro-fisurilor prezente la suprafața probei

Tabelul 7.9 Dimensiunea particulelor

Tabelul 7.10 Proprietățile adezivilor

Tabelul 7.11 Caracteristicile traductorilor rezistivi

CUPRINS

xii

Tabelul 7.12 Caracteristicile mașinii de încercare ZWICK / Roell SP1000

Capitolul 8

Tabelul 8.1 Modurile de cedare și forțe capabile ultime

Tabelul 8.2 Defecte identificate pe suprafața de cedare





1

Capitolul 1

INTRODUCERE

1.1 Generalități

În ultimele decenii sectorul construcțiilor a dezvoltat un spectru larg de aplicații ale

materialelor compozite polimerice armate cu fibre (CPAF) în domeniul ingineriei civile. În marea

lor majoritate, aceste aplicații constau în diferite sisteme de consolidare a elementelor structurale,

bazate pe utilizarea unor materiale și produse compozite cu proprietăți fizice și mecanice

superioare materialelor clasice. Eficiența metodelor de consolidare cu materiale CPAF a fost

studiată de numeroase echipe de cercetare prin programe experimentale. Astfel, pe baza

rezultatelor obținute, au fost fundamentate modele teoretice de calcul și s-au definit

particularitățile fiecărui sistem, necesare pentru implementarea metodelor de analiză numerică.

Ca urmare a succesului acestor studii, tendința firească a echipelor de cercetare a fost să

testeze aplicabilitatea materialelor compozite pentru fabricarea unor noi elemente structurale

pentru construcții. Astfel, atenția a fost captată de produsele pultrudate din CPAF, ca urmare a

proprietăților deosebite pe care acestea le prezintă (raport favorabil rezistență – greutate, rezistență

ridicată la coroziune, transparență electromagnetică, ș.a.). Cu toate acestea, utilizarea materialelor

compozite pultrudate în aplicațiile structurale este încă limitată de lipsa unor normative naționale

și internaționale, care să asigure un set de modele analitice accesibile și general acceptate spre a fi

utilizate în faza de proiectare.

Totodată, ca urmare a restricțiilor dimensionale impuse de procesul de producție și transport,

îmbinarea elementelor structurale din CPAF este inevitabilă. Cele mai uzuale metode de îmbinare

includ: îmbinarea mecanică, îmbinarea adezivă precum și îmbinarea hibridă, ce constituie o

combinație realizată între cele două metode precedente. În cazul îmbinărilor mecanice, modelele

teoretice de calcul și metodele de fabricare au fost extrapolate cu succes din sectorul structurilor

metalice. Dezavantajul principal al îmbinărilor mecanice constă în practicarea găurilor la nivelul

aderenților. Astfel, se întrerupe traseul armăturilor, rezultând o diminuare considerabilă a

INTRODUCERE

2

rezistențelor mecanice ale elementelor. De asemenea, în regiunea adiacentă găurilor pot apărea

degradări locale ale suprafețelor elementelor CPAF și se pot dezvolta concentratori de tensiuni.

Aceste aspecte nefavorabile pot fi eliminate prin adoptarea metodelor adezive de îmbinare ce

permit o distribuție uniformă a tensiunilor, cu intervenții minime asupra zonelor de conlucrare.

Factorii ce caracterizează mecanismul de conlucrare dintre elementele CPAF și adezivi sunt:

• lungimea optimă de conlucrare/ancorare;

• forța ultimă de aderență;

• tensiunile normale și tangențiale critice;

• deformațiile specifice ultime;

• energia de rupere;

• lunecarea maximă.

În urma studiilor efectuate până în prezent, nu s-a reușit fundamentarea exhaustivă a tuturor

aspectelor legate de performanțele structurale și descrierea tuturor mecanismelor de cedare a

îmbinărilor adezive, în raport cu tipul și variația parametrilor de conlucrare.

1.2 Motivația și obiectivele cercetării

Tematica generală a tezei de doctorat se referă la studiul conlucrării dintre elementele

pultrudate din compozite polimerice armate cu fibre de sticlă (CPAFS), utilizate în cadrul

îmbinărilor adezive cu rol structural. Studiile relativ limitate din literatura de specialitate, care fac

referire la această tematică, au condus la elaborarea și realizarea unui program de cercetare ce

poate fi clasificat pe trei paliere: analitic (teoretic), numeric și experimental.

Principalele obiective urmărite în cadrul programului doctoral au fost:

• Realizarea unei sinteze bibliografice cuprinzătoare care prezintă stadiul actual al

cunoașterii în domeniul îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate din CPAF,

prin raportarea la aplicațiile existente din domeniul ingineriei civile și la rezultatele

promovate de diferite echipe de cercetare;

• Prezentarea principalelor tipuri de materiale CPAF și de adezivi structurali

existente pe piața construcțiilor;

• Descrierea principalelor configurații geometrice utilizate la îmbinarea adezivă a

elementelor din CPAF;

• Prezentarea teoriilor de aderență aplicabile produselor compozite și caracterizarea

parametrilor definitorii ai acestora prin studiul microscopic al unora dintre cele mai

utilizate elemente din CPAF;

• Identificarea modelelor analitice de calcul pe baza cărora se pot evalua parametrii

cheie ai conlucrării;



3

• Definirea și caracterizarea parametrilor specifici pentru analiza pe cale numerică a

îmbinărilor adezive;

• Prezentarea unor principii de proiectare cu grad mare de aplicare;

• Studiul comparativ între metodele analitice și metodele numerice aplicate în

vederea obținerii răspunsului structural al îmbinărilor prin suprapunere simplă și al

îmbinărilor cu aderenți rigizi;

• Optimizarea parametrilor constructivi ai îmbinărilor adezive prin șanfrenarea

extremităților stratului de adeziv. Studiu numeric comparativ pe diverse

configurații geometrice;

• Studiul microscopic al metodelor de tratare a suprafețelor elementelor din CPAFS;

• Conceperea și realizarea unui program experimental pe baza căruia s-a studiat

influența proprietăților fizice și mecanice ale produselor CPAFS și ale adezivilor

asupra parametrilor de conlucrare;

• Validarea rezultatelor experimentale prin intermediul analizelor numerice bazate

pe metoda elementelor finite.

1.3 Conținutul tezei

Teza de doctorat este structurată pe zece capitole, după cum urmează:

Capitolul 1 – Introducere, definește motivația și prezintă premisele ce stau la baza

programului de cercetare. De asemenea, este descris succint conținutul fiecărui capitol.

Capitolul 2 – Stadiul actual al cercetării în domeniul îmbinărilor adezive pentru elemente

compozite, este divizat în două secțiuni. În prima parte se prezintă aplicațiile efective, realizate la

nivel mondial, iar în cea de a doua parte, prin studierea aproape exhaustivă a literaturii de

specialitate, s-au selectat și prezentat cele mai importante studii, în raport cu tipul materialelor

CPAF și adezivilor.

Capitolul 3 – Materiale compozite polimerice armate cu fibre, prezintă cele mai utilizate

tipuri de materiale CPAF. Se identifică și se descriu fazele constituente, elementele componente

(fibre, matrice, adaosuri) și caracteristicile fizice și mecanice ale acestora.

Capitolul 4 – Adezivi pentru îmbinarea elementelor, identifică și caracterizează principalele

tipuri de adezivi și realizează clasificarea acestora în funcție de structură, de compoziția chimică,

de comportarea mecanică și de compatibilitatea cu materialele CPAF.

Capitolul 5 – Rezistența de aderență, descrie teoriile de aderență, prin raportarea la tipul și

natura legăturilor fizice, chimice și mecanice ce se formează la interfața compozit - adeziv. De

INTRODUCERE

4

asemenea, se identifică cele mai utilizate metode de tratare a suprafețelor elementelor compozite

și se prezintă rezultatele unui studiu microscopic realizat pe diferite elemente din CPAF.

Capitolul 6 – Principii de proiectare a îmbinărilor realizate cu adezivi, prezintă metodele

analitice și numerice de evaluare a parametrilor de conlucrare. În încheierea capitolului, se

realizează două studii comparative. Primul studiu face referire la similaritatea rezultatelor obținute

pe cale analitică și numerică pentru două tipologii de îmbinare (îmbinarea prin suprapunere simplă

și îmbinarea cu aderenți rigizi), iar cel de al doilea la optimizarea parametrilor constructivi ai

îmbinărilor adezive prin șanfrenarea extremităților stratului de adeziv.

Capitolul 7 – Cercetări experimentale privind eficiența structurală a îmbinărilor adezive

pentru elemente pultrudate, constă în descrierea programului experimental dezvoltat în scopul

caracterizării particularităților de conlucrare dintre elementele CPAFS și adezivi. În acest sens, în

prima parte se prezintă succint metodele de investigare experimentală dezvoltate de diferite echipe

de cercetare, iar în cea de-a doua parte se descriu materialele utilizate pentru realizarea epruvetelor

și modalitățile de instrumentare a acestora, în vederea monitorizării pe parcursul testării. Tot în

cadrul acestui capitol, se realizează un studiu microscopic pentru determinarea parametrilor

procesului de tratare a suprafețelor elementelor CPAFS utilizate în cadrul experimentului.

Capitolul 8 – Rezultate ale programului experimental privind eficiența structurală a

îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate, prezintă și analizează rezultatele obținute pe cale

experimentală. Astfel, pentru fiecare epruvetă ce a făcut obiectul programului experimental:

• se descrie modul specific de cedare și se analizează microscopic suprafața de cedare;

• se evaluează forța capabilă ultimă, lunecarea maximă și deformația specifică ultimă;

• se trasează graficele încărcare - deplasare;

• se trasează curbele tensiuni tangențiale - deformații specifice;

• se urmărește variația deformațiilor specifice pe zona de îmbinare la diferite trepte de

încărcare;

• se trasează graficele tensiuni tangențiale - lunecare.

Capitolul 9 – Modelare numerică a comportării îmbinărilor adezive pe baza metodei cu

elemente finite, prezintă rezultatele analizelor numerice efectuate pentru îmbinările ce au făcut

obiectul programului experimental. În acest sens, s-a utilizat programul de calcul cu element finit

Ansys Workbench, prin intermediul căruia s-au modelat caracteristicile de suprafață pe baza

studiilor microscopice prezentate în cadrul capitolelor 5 și 7 și s-au impus caracteristicile

geometrice ale epruvetelor descrise în capitolul 7. În finalul capitolului, se realizează o analiză

comparativă a rezultatelor în raport cu datele obținute pe cale experimentală.

Capitolul 10 – Concluzii generale, contribuții personale și valorificarea rezultatelor,

încheie teza de doctorat prin sintetizarea concluziilor generale și prezentarea contribuțiilor

personale ale autorului și modul în care acestea au fost valorificate.



5

Capitolul 2

STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRII ÎN DOMENIUL

ÎMBINĂRILOR ADEZIVE PENTRU ELEMENTE

COMPOZITE

2.1 Introducere

Utilizarea eficientă a elementelor portante realizate din materiale compozite polimerice

armate cu fibre (CPAF) este condiționată de proiectarea și realizarea corectă a îmbinărilor. Studiile

realizate în ultimul deceniu privind îmbinările adezive ale materialelor compozite au demonstrat

că, prin prisma calităților deosebite pe care acestea le posedă, îmbinările mecanice pot fi înlocuite

cu succes cu soluții bazate pe utilizarea adezivilor structurali sau cu îmbinări hibride adeziv-nituri

sau adeziv-șuruburi.

În cadrul unei structuri, îmbinările generează un exces de greutate, precum și o sursă

majoră de dezvoltare a concentratorilor de tensiuni. În cazul îmbinărilor mecanice, concentratorii

de tensiuni apar în regiunea găurilor practicate în piesele ce urmează să fie conectate cu tije. Acest

inconvenient este eliminat prin selectarea unei îmbinări adezive.

Studiile analitice, numerice și experimentale efectuate până în prezent în domeniul

îmbinărilor adezive au urmărit stabilirea unor seturi de parametri constructivi, utilizarea eficientă

a tratamentelor specifice de suprafață și dezvoltarea unor tipologii de îmbinări în care adezivul

lucrează predominant în forfecare. Cu toate acestea, nu s-a reușit fundamentarea exhaustivă a

tuturor aspectelor legate de particularitățile modurilor de cedare în funcție de caracteristicile

constructive ale îmbinărilor.

STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRII ÎN DOMENIUL ÎMBINĂRILOR ADEZIVE

PENTRU ELEMENTE COMPOZITE

6

În urma consultării literaturii de specialitate, în prima parte a acestui capitol se prezintă

principalele construcții cu elemente compozite cu îmbinări adezive, iar în cea de-a doua parte se

descriu succint rezultatele relevante promovate de diverse echipe de cercetare, implicate în

caracterizarea răspunsului structural al îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate din CPAF.

2.2 Aplicații ale îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate din CPAF

Realizarea îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate din CPAF reprezintă cea mai

recentă arie de cercetare și dezvoltare a industriei adezivilor și materialelor compozite. Prima

structură de rezistență a unei construcții realizată integral din elemente CPAF a fost ”The

Eyecatcher”, în anul 1999. Această structură este compusă din trei cadre trapezoidale realizate din

elemente compozite polimerice armate cu fibre de sticlă (CPAFS). Unele elemente constructive

ale cadrelor au fost îmbinate utilizându-se un adeziv structural epoxidic bi-component, iar pentru

restul elementelor s-au utilizat îmbinări mecanice, în vederea dezasamblării și relocării

construcției. S-a constatat un avantaj remarcabil din punct de vedere a distribuției tensiunilor în

cazul elementelor îmbinate adeziv. De asemenea, timpul de execuție a fost redus considerabil în

acest caz. Astfel, s-au fabricat mai multe îmbinări simultan, prin procedee mecanizate, iar

maturarea adezivului a fost realizată în cuptoare de uscare la temperatura de 80º C (Keller, 2000;

Keller, 2001).

Figura 2.1 ”The Eyecatcher” building (https://fiberline.com/eyecatcher-building)



7

Cele mai numeroase aplicații ale îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate din CPAF

se regăsesc în sectorul infrastructurii, cu precădere la poduri și la elementele structurale

componente ale acestora, și sunt localizate în Danemarca, Germania, Marea Britanie, Olanda,

Portugalia și Spania (Firth și Cooper, 2002; Farhey, 2005; Allampalli, 2006; Son et al, 2013; Li et

al, 2002). Se prezintă în continuare cele mai importante aplicații, în raport cu natura elementelor

constructive. De asemenea, descrierea podurilor este însoțită de imagini surprinse în timpul

montajului sau după darea în folosință. Imaginile prezentate în acest capitol aparțin companiei

producătoare a podurilor (Fiberline) și sunt utilizate pe baza acordului scris, oferit de reprezentanții

companiei.

Primul pod construit integral din materiale compozite pultrudate armate cu fibre de sticlă

(CPAFS) a fost realizat în anul 1997 în Danemarca de către compania Fiberline (Fig. 2.2). Podul

suspendat Kolding reunește 12 tipuri diferite de profile structurale Fiberline, îmbinate cu șuruburi

și adezivi și 8 cabluri de susținere din CPAFS. Lungimea totală a podului este de 40 m, fiind

împărțită pe două deschideri de 27 m, respectiv 13 m, iar înălțimea stâlpului este de 18,5 m

(Weaver, 1997; Smith, 2016). Podul a fost monitorizat continuu, până în prezent nefiind necesare

lucrări de întreținere.

Podul Nørre Aaby din Danemarca este realizat integral din materiale CPAF, îmbinate

mecanic și cu adezivi (pentru elementele componente ale tablierului) (Fig. 2.2). Podul a fost

construit ca urmare a unor studii de cost realizate de către autorități, ce au probat ineficiența

economică a lucrărilor de întreținere realizate vechiului pod din beton armat. Astfel, structura

existentă, puternic afectată de coroziune, a fost înlocuită cu cea din materiale CPAFS, cu greutate

de 6 ori mai redusă. Podul este realizat de către compania Fiberline și a fost dat în folosință în anul

2007. Similar podului Kolding, constructorul și autoritățile, au monitorizat structura podului și au

ajuns la concluzia că nu sunt necesare lucrări de intervenție și întreținere (https://fiberline.com/).

Podul Svendborg din Danemarca are lungimea de 40 m și lățimea de 3,2 m, fiind construit

integral din materiale CPAFS îmbinate mecanic și hibrid (mecanic și adeziv) (Fig. 2.2). Datorită

tehnologiilor de prefabricare și montaj rapid dezvoltate de către compania Fiberline, podul a fost

instalat în două ore, fără a fi necesară oprirea traficului (https://fiberline.com/).

T ablierul podului Karrebæksminde din Danemarca este realizat din profile CPAFS la

montajul cărora s-au utilizat și adezivi (Fig. 2.2). Această lucrare a fost realizată în anul 2011 și

reprezintă primul pod rutier basculant cu tablier din materiale CPAFS la nivel mondial (Sørensen,

2012).

Tablierul podului Esbjerg din Danemarca este realizat din profile compozite structurale

Fiberline. Pentru această lucrare s-au utilizat îmbinări adezive, atât pentru elementele componente



8

ale tablierului, cât și pentru prinderea tablierului de grinzile din oțel. Podul are lungimea totală de

18 m și lățimea de 3 m (Ascione et al, 2016).

Podul rutier Klipphausen din Dresden, Germania este compus din două secțiuni realizate din

profile Fiberline, îmbinate cu adezivi (Fig. 2.2). Podul a fost construit în anul 2003 și face parte

din strategia autorităților germane de înlocuire a podurilor din materiale tradiționale localizate în

zonele cu potențial de inundare. De asemenea, în aceeași localitate, au fost construite concomitent

încă 4 poduri pedestre din materiale CPAFS îmbinate adeziv (Biseke, 2005; Siwowski et al, 2018).

Podul Friedberg reprezintă una din cele mai avansate lucrări din domeniul materialelor

compozite, realizate de către compania Fiberline în parteneriat cu firma Middelfart (Fig. 2.2).

Tablierul podului este compus din profile Fiberline ASSET (advanced structural systems for

tomorrows infrastructure) îmbinate cu adezivi și protejate prin acoperire cu un strat subțire de

beton polimeric cu rezistență ridicată la condiții agresive de mediu. Acest pod este construit pe

autostrada B3, una din cele mai circulate căi de comunicație din Frankfurt. Podurile existente pe

această arteră necesită lucrări de intervenție, la intervale de timp regulate, în special asupra

rosturilor și aparatelor de reazem. Pentru podul Friedberg, aceste lucrări nu sunt necesare, ca

urmare a aplicării îmbinărilor adezive. De asemenea, prin utilizarea adezivilor care înlocuiesc

elementele mecanice de fixare, nivelul de vibrații înregistrat pe durata monitorizării structurale a

podului este foarte redus (Knippers et al, 2010; Sonnenschein et al, 2012; Stankiewicz, 2012;

Gaber și Knippers, 2013; Jiang et al, 2013).

Podul Reinbek din Hamburg, Germania, are o structură mixtă compusă din beton armat

(pile), oțel (grinzi) și CPAFS (tablier) (Fig. 2.2). Lungimea totală a podului este de 100 m, fiind

acoperită prin conectarea mai multor elemente modulare de tablier. Îmbinările au fost realizate în

fabrică (pentru fabricarea elementelor modulare) și pe șantier (pentru conectarea modulelor), fiind

folosite elemente mecanice de fixare și adezivi (Trumpf, 2010).

Podul suspendat Halgover din Cornwall, Marea Britanie are o deschidere de 47 m și

reprezintă una din cele mai lungi structuri curbe din materiale CPAF din Europa. Îmbinările cu rol

structural au fost realizate cu adezivi, fiind satisfăcute în acest mod, atât cerințele de ordin

arhitectural, cât și cele impuse de condițiile de mediu. Podul a fost dat în folosință în anul 2001,

iar până în prezent nu au fost necesare lucrări de întreținere (Hollaway, 2010).

Podul basculant Bonds Mill Road din Gloucestershire, Marea Britanie, traversează Canalul

Stroudwater Navigation, fiind dat în folosință în anul 1994. Podul este construit din 10 elemente

din CPAF de formă cubică, îmbinate cu adezivi, ce acoperă o deschidere de 8,5 m și o lățime de

4,25 m (Head, 1994).

Podul West Mill din Oxfordshire, Marea Britanie are deschiderea de 10 m și lățimea de 6,8

m (Fig. 2.2). Grinzile și tablierul podului sunt realizate din elemente pultrudate din CPAFS. Pentru

respectarea cerințelor de rigiditate au fost atașate cu adezivi lamele din CPAFC de grinzile podului

(Zhang și Canning, 2009). Conform specificațiilor constructorului (Fiberline), podul nu necesită



9

costuri de mentenanță pentru elementele din CPAF și prezintă o rezistență ridicată la agresiunile

corozive.

În anul 2008, Agenția de drumuri din Maria Britanie a finalizat construcția unui pod rutier

peste autostrada M6, fabricat din profile compozite ASSETS (Fig. 2.3). Proiectarea a fost realizată

de compania Mouchel Group, specializată în structuri din materiale CPAF. Pentru îmbinări s-au

utilizat atât adezivi, cât și elemente mecanice de fixare. Ca urmare a performanțelor structurale

remarcabile, acest pod a fost dat în folosință fără a se impune restricții de trafic (Canning, 2008).

Figura 2.2 Poduri din materiale CPAF (https://fiberline.com/)



10

Figura 2.3 Pod rutier peste autostrada M6, fabricat din profile compozite ASSETS

(https://fiberline.com/)

O altă realizare notabilă în domeniul materialelor compozite și a îmbinărilor adezive este

reprezentată de podul cu structură hibridă oțel-CPAFS de pe autostrada A27 din Utrecht, Olanda.

Acest pod are o lungime totală de 142 m, compusă din două deschideri de 71 m, și lățimea de 6,5

m. Proiectarea, construcția și montajul podului au fost realizate de compania FiberCore Europe.

Astfel, pentru proiectare s-au utilizat standardele CUR 96, EN 1990 și EN 1991, iar fabricarea s-a

realizat prin metoda VARTM (vacuum assisted resin transfer molding), prin intermediul căreia s-

au injectat șarje continue de rășină de până la 11 tone masă totală. Pentru toate îmbinările (oțel –

compozit și compozit – compozit) s-au folosit elemente mecanice de fixare și adezivi (Ascione,

2016).

Podul Saint Sebastiaans din Delft, Olanda, este realizat de către compania Royal

HaskoningDHV și are o structură mixtă oțel-CPAFS. Profilele CPAFS au fost fabricate prin

vacuumare, iar îmbinarea lor este realizată prin metode mecanice și adezive. Podul are deschiderea

de 34 m, lățimea de 12 m și este destinat utilizării de către autovehicule și tramvaie (Ascione,

2016).

Una din cele mai recente investiții realizate de autoritățile din Rotterdam, Olanda a constat

într-o suită de 62 de poduri din CPAF cu lungimi totale variind de la 6,6 m la 17,3 m și lățimi de

1,5 m până la 4,5 m. Aceste poduri au fost realizate și montate în parcurile din Rotterdam de



11

compania FiberCore Europe. Pentru fabricarea profilelor compozite s-a utilizat tehnologia

VARTM, iar pentru conectarea acestora s-au realizat atât îmbinări mecanice, cât și adezive. Ca

urmare a acestor lucrări, s-a realizat o bază de date cuprinzătoare, ce a permis standardizarea mai

multor tipologii de structuri de poduri din materiale CPAF. Astfel, conform informațiilor furnizate

de compania FiberCore Europe, în anul în curs, autoritățile din Rotterdam au decis înlocuirea

tuturor podurilor din lemn (peste 200) cu poduri cu structură din CPAF (https://www.fibercore-

europe.com/).

Podul Mateus din centrul orașului Viseu reprezintă una din primele aplicații ale materialelor

CPAF și a îmbinărilor adezive în domeniul infrastructurii realizate în Portugalia. Podul are

deschiderea de 13,3 m, lățimea de 2 m și este realizat din grinzi de oțel și profile pultrudate,

multicelulare din CPAFS (Sa et al, 2017a, b).

Podul Lleida din Spania are o structură în arc cu deschiderea de 38 m și lățimea de 3 m.

Grinzile din componența arcului sunt realizate din profile CPAFS cu secțiune pătrată, îmbinate cu

adeziv epoxidic bi-component (Fig. 2.4). Podul este realizat integral din materiale CPAF și

reprezintă o realizare de referință în domeniu, fiind remarcat prin numeroase calități: durată redusă

de fabricare (3 luni), montaj rapid (3 ore) și cost total redus (320000 €) (Sobrino et al, 2002;

Russell, 2005).

Figura 2.4 Podul Lleida din Spania (https://fiberline.com/)



12

2.3 Stadiul actual al cercetării în domeniul îmbinărilor adezive pentru

elemente compozite

2.3.1 Generalități

În ultimii 50 de ani, studiile privind îmbinările adezive ale materialelor compozite s-au axat

în special pe sistemele de reabilitare și consolidare ale elementelor din beton armat (Teng et al,

2002; Rizkalla et al, 2003). Prin utilizarea adezivilor și a materialelor compozite (în special a

țesăturilor și a elementelor obținute prin pultrudere) s-a urmărit:

• Creșterea rezistențelor la oboseală și curgere lentă (Choi et al, 2010; Meneghetti et

al, 2014);

• Îmbunătățirea capacității portante la încovoiere și forfecare a stâlpilor și grinzilor

(Barros et al, 2007; Diego et al, 2007; Varma et al, 2008; Sena-Cruz et al, 2011);

• Dezvoltarea sistemelor de consolidare a planșeelor (Smith, 2011).

De asemenea, în ultimii 20 de ani s-au efectuat studii extinse privind posibilitățile de

consolidare a structurilor din lemn prin utilizarea adezivilor și a materialelor CPAF, precum și

pentru înlocuirea îmbinărilor clasice (cu prinderi mecanice sau prin împănare) cu îmbinări adezive.

Astfel, se pot distinge două direcții de cercetare, după cum urmează:

• Dezvoltarea unor tehnici de fabricare și montaj și stabilirea parametrilor constructivi

pentru îmbinări realizate din elemente portante din diferite specii de lemn, produse

CPAF și adezivi structurali (Jain and Kumar, 1995; Marzi, 2015; Parisi și Piazza,

2015; Kim și Andrawes, 2016)

• Îmbunătățirea caracteristicilor mecanice ale îmbinărilor adezive lemn-compozit, prin

utilizarea tratamentelor de suprafață, atât asupra elementelor din lemn, cât și asupra

celor compozite (Gramlich et al, 2006; Oporto et al, 2007; Moghadamzadeh et al,

2011).

Consolidarea structurilor metalice și realizarea unor elemente structurale hibride obținute

prin îmbinarea adezivă a produselor CPAF (în special cele pultrudate) și a elementelor metalice

fac parte dintr-o arie recentă de dezvoltare în domeniul materialelor compozite. S-a urmărit în

acest sens creșterea capacității portante a grinzilor metalice (Luke, 2001; Church și Silva, 2002;

Canning et al, 2006) și dezvoltarea unor tratamente de suprafață optime, aplicabile elementelor

metalice și celor compozite (Kwakernaak et al, 2010; Ren et al, 2012; Sun et al, 2015).

Consolidarea elementelor structurale realizate din materiale compozite și dezvoltarea

îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate din CPAF reprezintă cea mai recentă arie de



13

cercetare și dezvoltare din domeniul adezivilor și materialelor compozite. Astfel, în literatura de

specialitate se regăsesc studii ce pot fi clasificate în funcție de următoarele direcții de cercetare:

• Influența parametrilor geometrici asupra modurilor de cedare caracteristice (Taib,

2006);

• Îmbunătățirea rezistenței la oboseală pentru diferite configurații de îmbinare și tipuri

de solicitare (Roohollah, 2015);

• Inițierea și propagarea fisurilor pentru modurile de cedare specifice îmbinărilor

adezive (Zhang, 2010);

• Influența caracteristicilor elastice ale adezivului și ale aderenților asupra răspunsului

structural al îmbinării (Reis, 2005);

• Evaluarea modurilor specifice de cedare și răspunsului structural în raport cu

parametrii variabili de îmbinare (tipul și grosimea adezivului, lungimea de

conlucrare) (Lee, 2009);

• Influența tratamentelor de suprafață asupra răspunsului structural (Palmieri et al,

2013).

În continuare sunt prezentate studiile reprezentative cu privire la îmbunătățirea modului de

comportare al îmbinărilor adezive pentru elemente din CPAF, din literatura de specialitate:

Hart-Smith (1973a, b) a dezvoltat modele analitice de calcul pentru îmbinările realizate prin

suprapunere simplă și dublă, pe baza unor programe experimentale ce au vizat aprofundarea

cercetărilor începute de Volkersen (1938), Goland și Reisner (1944). Pe baza rezultatelor

experimentale, autorul a propus o formă analitică de calcul extinsă, ce permite selectarea

aderenților realizați din materiale diferite, precum și utilizarea adezivilor având comportare

neliniară și deformații specifice mari.

Brison și Grant (1986) au studiat influența caracteristicilor mecanice ale adezivilor asupra

distribuției tensiunilor tangențiale pe aria de conlucrare. În acest sens, autorii au dezvoltat diferite

programe experimentale pentru diverse configurații geometrice ale îmbinărilor, cu scopul de a

induce îmbătrânirea adezivilor. Epruvetele obținute astfel, au fost testate prin solicitare la tracțiune

longitudinală până la cedare. Pe baza rezultatelor obținute au fost propuse noi tipologii de

îmbinare, pentru care cedarea are loc printr-un singur mod caracteristic, iar răspunsul structural

poate fi evaluat prin determinarea unei singure componente (dominante) a stării de tensiuni, în

raport cu timpul.

Reis și colaboratorii săi (2005) au efectuat studii experimentale în vederea stabilirii lungimii

optime de conlucrare pentru îmbinările adezive realizate prin suprapunere simplă pentru elemente

compozite obținute prin impregnare. În acest sens, au fost confecționate epruvete din țesături

Twintex T PP și fibre de sticlă, înglobate în matrice polimerică și îmbinate cu adeziv cianoacrilat



14

produs de firma Bostika. S-au testat prin solicitare la întindere, în regim static, epruvete cu 4

lungimi de conlucrare diferite (15, 30, 45 și 60 mm), concluzionându-se că, pentru configurațiile

adoptate, lungimea stratului de adeziv de 30 mm oferă o distribuție optimă a tensiunilor tangențiale

și normale.

Kelly (Kelly, 2005; Kelly, 2006) a studiat compatibilitatea a două tipuri de adezivi

(poliuretanic și epoxidic) cu elementele mecanice de fixare, în vederea realizării îmbinărilor

hibride pentru elemente CPAF. Pentru aderenți, s-au utilizat produse compozite realizate din rășini

epoxidice și fibre de carbon, dispuse pe două modele de orientare a straturilor [0/45/90/-45] (un

strat) și [0/45/90/-45] (2 straturi) cu grosimi totale de 1,6; respectiv 3,2 mm. Rezultatele

experimentale au demonstrat că rezistența la întindere pentru configurațiile testate poate crește cu

procente cuprinse între 11 % și 22 %, prin utilizarea elementelor mecanice de fixare pentru

securizarea îmbinărilor adezive.

Taib și colaboratorii săi (2006) au studiat influența parametrilor geometrici și condițiilor de

mediu asupra răspunsului structural a patru tipologii specifice de îmbinări adezive (îmbinări prin

suprapunere simplă și dublă, îmbinarea în L și îmbinarea prin aliniere). Pe baza rezultatelor

numerice și experimentale, autorii au concluzionat că rezistența mecanică a îmbinării adezive este

influențată în mod direct de ductilitatea adezivului și de fasonarea extremităților stratului de

adeziv.

Khalili și colaboratorii săi (2008) au studiat diferite metode de îmbunătățire a capacității

portante a îmbinărilor adezive pentru profile CPAFS, prin armarea adezivului. Astfel, s-au introdus

in compoziția adezivului, în procente diferite, fibre de sticlă tocate, unidirecționale, sau

transformate în praf. Rezultatele cele mai bune au fost înregistrate pentru cazul adezivului armat

cu fibre unidirecționale în fracțiune volumetrică de 30 %, forța ultimă fiind cu 125 % mai mare

comparativ cu cea dezvoltată de către îmbinările cu adezivi nearmați.

Lee și colaboratorii săi (2009) au dezvoltat programe experimentale ce au vizat

caracterizarea răspunsului structural pentru diferite configurații ale îmbinările adezive realizate

prin suprapunere simplă și dublă. Prin evaluarea și compararea modurilor specifice de cedare, a

valorilor maxime și a distribuțiilor tensiunilor tangențiale și normale, autorii au propus configurații

ideale pentru îmbinările adezive (grosimea ideală a stratului de adeziv fiind de 0,2 – 0,5 mm).

Aceste configurații nu pot fi utilizate în aplicațiile uzuale de șantier, ca urmare a condițiilor

riguroase de fabricație.

Beylergil și colaboratorii săi (2011) au realizat studii experimentale cu privire la

îmbunătățirea capacității portante la întindere a îmbinărilor adezive cu suprapunere simplă, prin

înglobarea unor tije confecționate din fibre de sticlă, în interiorul unor găuri realizate prin aderenți

și securizarea acestora cu adezivi. Epruvetele au fost confecționate din materiale compozite

obținute prin impregnarea fibrelor de sticlă cu rășini epoxidice și adezivi pe bază de rășină EL-

2210. Rezultatele experimentale au indicat că prin introducerea tijelor, se reduc considerabil



15

valorile ultime ale tensiunilor normale, iar forța ultimă înregistrată pentru îmbinările cu pini din

fibre este cu până la 80 % mai mare, comparativ cu cea înregistrată pentru îmbinările adezive

simple.

Palmieri și colaboratorii săi (2013) au investigat diferite tehnici laser de tratament de

suprafață aplicate aderenților realizați din CPAFC. În acest sens, au fost pregătite trei serii de

epruvete, după cum urmează. Epruvetele din prima serie nu au fost fasonate prin metode laser,

având suprafețele pre-tratate în vederea aplicării adezivilor. Pentru epruvetele din cea de a doua

serie s-au utilizat ablații laser după un tipar de suprafață prestabilit. Epruvetele din ultima serie au

fost, de asemenea, tratate prin ablație laser, dar au trecut și printr-un proces de îmbătrânire, realizat

prin utilizarea unor compuși higroscopici și depozitarea acestora în desicatoare. În urma studierii

epruvetelor, autorii au concluzionat că tratarea suprafețelor elementelor din CPAFC prin ablație

laser permite obținerea unor caracteristici (rugozitate, porozitate și energie de suprafață) superioare

celor dezvoltate de elementele cu suprafețele pre-tratate de către producător.

Valee și colaboratorii săi (2013) au realizat studii comparative, numerice și experimentale,

pe trei metode de îmbinare: mecanică, adezivă și hibridă. Pentru confecționarea epruvetelor, s-au

utilizat elemente CPAFS, adeziv epoxidic Sika Force7851 și șuruburi metalice M12. Grosimea

stratului de adeziv a fost de 1 mm, lungimea de suprapunere a fost de 100 mm, iar pentru îmbinările

mecanice s-a folosit dispunerea șuruburilor în pătrat, cu raportul distanță marginală – diametru

gaură de 2,5. Pe baza rezultatelor obținute, s-a observat o creștere de 120 % a capacității portante

a îmbinărilor adezive comparativ cu cea înregistrată pentru îmbinările mecanice cu parametri

geometrici similari. În plus, rezultatele obținute pentru îmbinările hibrid au fost superioare celor

obținute pentru îmbinările mecanice și adezive, înregistrându-se îmbunătățiri a capacității portante

de 125 %, respectiv 5 %.

Girolamo și colaboratorii săi (2015) au efectuat studii numerice și experimentale pentru

caracterizarea răspunsului structural a îmbinărilor în trepte pentru elemente CPAF. Rezultatele

obținute pe baza programului experimental au reprodus fidel pe cele obținute prin intermediul

analizelor numerice. De altfel, autorii au concluzionat că studiul numeric pe baza metodei

elementelor finite poate fi aplicat la scară largă acestor tipuri de configurații a îmbinărilor adezive,

doar dacă se cunosc particularitățile modului dominant de cedare.

Ascione și colaboratorii săi (2017) au efectuat studii numerice și experimentale pentru

utilizarea îmbinărilor adezive la structuri în cadre pe CPAFS. Autorii au propus două configurații

de îmbinare adezivă grindă – stâlp, similare celor realizate cu elemente mecanice de fixare. Grinda

și stâlpul au fost realizate din profile CPAFS tip I, cu secțiune transversală de 200 x 100 x 10 mm.

Îmbinarea elementelor s-a realizat cu ajutorul unor colțari de fixare dispuși la extradosul grinzilor,

pe suprafața cărora s-a aplicat un strat de adeziv epoxidic Sikadur 30. Pentru patru din cele opt

probe, s-au dispus suplimentar plăcuțe încleiate cu adezivi în zona inimii stâlpului, pentru



16

rigidizarea îmbinărilor. Încărcarea s-a realizat în regim static, pe capătul liber al grinzii. Cedarea

epruvetelor s-a produs prin cumulul mai multor moduri caracteristice: coeziv și prin desprinderea

la nivelul interfeței adeziv – stâlp (cazul îmbinărilor rigidizate cu plăcuțe) sau prin delaminarea

profilului compozit la nivelul stâlpului, urmată de desprinderea și ruperea fibrelor din straturile

exterioare. Rezultatele obținute certifică îmbinările adezive ca alternativă viabilă la cele mecanice,

diferențele înregistrate pentru configurațiile rigidizate fiind similare celor obținute în studii

anterioare, efectuate de autori pentru îmbinări cu șuruburi.



17

Capitolul 3

MATERIALE COMPOZITE POLIMERICE ARMATE CU

FIBRE

3.1 Introducere

Studiile și aplicațiile realizate până în prezent în domeniul materialelor compozite polimerice

armate cu fibre (CPAF) au demonstrat că, prin prisma proprietăților deosebite pe care acestea le

prezintă, pot constitui o alternativă viabilă la soluțiile clasice de consolidare a elementelor de

construcții din materiale tradiționale (Ghiga et al, 2018). De altfel, odată cu avansarea procesului

tehnologic, s-au dezvoltat elemente realizate integral din materiale CPAF ce înlocuiesc părți ale

sistemelor de construcții (i.e. armături din CPAF), sau sunt utilizate ca elemente portante pentru

diferite tipuri de structuri (profile structurale CPAF). Îmbinarea elementelor portante din CPAF

reprezintă una din cele mai recente arii de dezvoltare, fiind studiată extensiv în vederea elaborării

unor normative și ghiduri de bune practici și introducerea acestora în suita de standarde Eurocode

(Ascione et al, 2016).

În ansamblu, un material compozit este obținut prin asocierea a două sau mai multe materiale

componente cu structuri chimice distincte și interfață de separare clară; materialul rezultat are

proprietăți ce nu pot fi îndeplinite de oricare din elementele componente în mod individual (Daniel

și Ishai, 2006). Astfel, materialele compozite pot fi incluse în categoria materialelor multifazice,

fiind alcătuite din:

• faza continuă, denumită și matrice,

• faza discontinuă, alcătuită din elementele de armare,

• interfața dintre matrice și armătură.

Cele trei faze sunt prezentate în figura 3.1.

MATERIALE COMPOZITE POLIMERICE ARMATE CU FIBRE

18

Figura 3.1 Structura și fazele materialelor compozite

Armăturile sunt întâlnite, cu precădere, sub formă de fibre și reprezintă elementul principal

care conferă sistemului caracteristicile de rezistență. Matricea menține armăturile în poziție și

asigură transferul tensiunilor dintre acestea, în vederea satisfacerii cerințelor de rezistență și

stabilitate. Regiunea de interfață dintre cele două faze are dimensiuni reduse, dar constituie un rol

important în controlul răspunsului structural al materialelor CPAF (Țăranu et al, 2013).

Materialele compozite pot fi clasificate după criterii multiple, însă definitoriu este cel ce le

împarte în funcție de tipul matricei și al armăturilor (Fig. 3.2).

Figura 3.2 Criterii de clasificare a materialelor compozite în funcție de tipul matricei și al armăturilor

(după Miracle și Donaldson, 2001; Tăranu et al, 2013)



19

În domeniul ingineriei civile se utilizează, de regulă, materiale compozite cu matrice

polimerică și armături dispuse continuu sau discontinuu, uni sau multidirecțional. Aceste materiale

au costuri reduse de fabricare și pot fi realizate într-o gamă variată de forme pentru a îndeplini

cerințele impuse de utilizare (Barbero, 2011).

Un alt criteriu de clasificare a materialelor compozite este cel în raport cu sistemul de armare

și poate fi structurat pe patru paliere, după cum urmează (Fig.3.3):

• Compozite armate cu fibre;

• Stratificate din lamele compozite;

• Compozite armate cu foițe sau solzi;

• Compozite armate cu particule.

a) compozite armate cu fibre, b) stratificate din lamele compozite, c) compozite armate cu foițe sau

solzi, d) compozite armate cu particule

Figura 3.3 Sistemul de armare a materialelor compozite (după Țăranu et al, 2013)

În cadrul aplicațiilor cu rol structural, cele mai utilizate materiale compozite sunt cele armate

cu fibre și, în unele cazuri, cele stratificate. Posibilitățile de distribuire a fibrelor în structura

materialelor compozite sunt ilustrate în figura 3.4.

Una din cele mai importante avantaje ale materialelor CPAF o reprezintă faptul că acestea

exploatează eficient cele mai bune calități ale constituenților și, deseori, produsul final poate

prezenta proprietăți pe care nici armătura și nici matricea nu le posedă (Stoian et al, 2004; Mallick,

2008). Cu toate acestea, beneficiile oferite de materialele CPAF variază în raport cu natura

armăturii, cu tipul de rășină și cu procesul de fabricație.


20

a) fibre continue dispuse unidirecțional, b) fibre continue dispuse bidirecțional, c) fibre continue dispuse

multidirecțional, d) fibre discontinue dispuse aleatoriu, e) fibre discontinue dispuse orientat

Figura 3.4 Tipuri de dispunere a fibrelor (după Țăranu et al, 2013)

Principalele avantaje ale materialelor compozite sunt (Țăranu et al, 2013):

• Rezistența specifică ridicată – raportul superior rezistență - densitate permite

conceperea și realizarea unor ansambluri structurale, alcătuite integral din elemente

CPAF cu secțiuni pultrudate, precum și dezvoltarea unor soluții eficiente de

consolidare a elementelor din materiale tradiționale. Printre sistemele de reabilitare și

consolidare bazate pe materiale CPAF se numără:

➢ Consolidarea elementelor structurale din beton armat:

- planșee (Banu, 2012),

- grinzi (Țăranu et al, 2014),

- stâlpi (Munteanu, 2008; Cozmanciuc, 2011);

➢ Consolidarea elementelor din zidărie (Țăranu, 2009);

➢ Consolidarea elementelor din lemn (Stanilă, 2012).

Raportul superior rezistență – densitate conduce, de asemenea, la obținerea unor componente

structurale cu greutate redusă, pentru care costul de transport și durata de montaj sunt mici. Pentru

exemplificare, se prezintă în tabelul 3.1 densitățile celor mai utilizate produse CPAF, în comparație

cu cea a oțelului.

Tabelul 3.1 Densități tipice ale produselor CPAF (după Țăranu et al, 2013)

Matrice / CPAF CPAF armat cu fibre

de sticlă [kg/m3]

CPAF armat cu fibre

de carbon [kg/m3]

CPAF armat cu fibre

aramidice [kg/m3] Oțel [kg/m3]

Poliesterică 1750 - 2170 1430 - 1650 1310 - 1430

7850 Epoxidică 1760 - 2180 1440 - 1670 1320 - 1450

Vinielesterică 1730 - 2150 1440 - 1630 1300 - 1410



21

• Stabilitate dimensională reprezintă un aspect determinant pentru aplicațiile în care

variațiile de temperatură pot duce la apariția unor tensiuni periculoase. Minimizarea

acestor tensiuni este realizată prin controlul coeficienților termici de dilatare. Valorile

tipice ale acestor coeficienți pentru materialele CPAF, în comparație cu cele ale

oțelului, sunt prezentate în tabelul 3.2.

Tabelul 3.2 Valori tipice pentru coeficienții de dilatare termică (ACI 440.2R-02, 2008)

Direcție

Coeficient de dilatare termică (x 10-6/0C)

Oțel CPAF armat cu fibre

de sticlă

CPAF armat cu fibre

de carbon

CPAF armat cu fibre

aramidice

Longitudinal, αL 11,7 6,0 - 10,0 -1,0 – 0 -2,0 – 6,0

Transversal, αT 11,7 21,0 – 23,0 22,0 – 50,0 60,0 – 80,0

• Posibilitatea de dirijare a proprietăților prin controlul anizotropiei – materialele

compozite pot fi concepute, proiectate și realizate astfel încât să satisfacă cerințele și

criteriile de performanță impuse de domeniul de aplicare. Astfel, prin controlul unor

variabile de proiectare (tipul fibrelor și al matricei, fracțiunile volumetrice, orientarea

fibrelor, tipul de armare, succesiunea straturilor), se evită supradimensionarea

elementelor și se dirijează rezistențele maxime în direcțiile dorite (Herakovich, 1998);

• Rezistența la oboseală este superioară celor asigurate de oțel și de alte aliaje metalice.

Acest aspect poate fi explicat prin mecanismul complex de deteriorare ce este dezvoltat

de materialele CPAF sub încărcări ciclice (Hollaway, 1993);

• Rezistența la coroziune – materialele CPAF pot fi utilizate cu succes în condiții severe

de mediu, cu cheltuieli de întreținere semnificativ reduse comparativ cu cele ale

materialelor tradiționale. Astfel, elementele realizate din materiale CPAF pot fi

proiectate să lucreze în medii chimice corozive, medii cu variații severe de temperatură

sau sub condiții agresive determinate de acțiunea sărurilor (zone marine);

• Neutralitatea magnetică – acest aspect este esențial pentru produsele CPAF utilizate în

mediu electromagnetic. Printre aplicațiile cele mai uzuale se numără: structuri de

protecție a antenelor radar, a echipamentelor electronice și stâlpi de înaltă tensiune;


22

• Formabilitatea – gradul de aplicabilitate a materialelor compozite este ridicat, ca

urmare a acestei proprietăți. Astfel, după caz, se pot fabrica elemente din materiale

CPAF cu grosimi variate, sub forme plane, curbe sau cutate;

• Transparența – ca urmare a acestei proprietăți, materialele CPAF pot fi utilizate pentru

fabricarea acoperișurilor transparente, a iluminatoarelor și a bazinelor pentru tratarea

apei;

• Conductibilitatea electrică – această caracteristică poate fi controlată prin proiectare,

pentru obținerea elementelor CPAF care să lucreze ca izolatori electrici sau conductori

eficienți.

După cum se poate observa, materialele CPAF prezintă o serie variată de avantaje ce le

recomandă ca alternativă viabilă la materialele tradiționale de construcție. Cu toate acestea,

utilizarea materialelor CPAF în domeniul ingineriei civile, este în unele cazuri obstrucționată de

anumite dezavantaje, după cum urmează (Campbell, 2010):

• Costul ridicat – producția materialelor CPAF implică costuri superioare comparativ

cu cele ale materialelor tradiționale;

• Temperatura – creșterea accentuată a temperaturii poate induce în unele cazuri

diminuarea proprietăților mecanice ale matricei. Totodată, temperaturile scăzute pot

avea un impact negativ asupra proprietăților dominate de fibre;

• Delaminările apar în timpul fabricației, asamblării sau în exploatarea elementelor

structurale din CPAF, ca urmare a utilizării incorecte sau în urma unor șocuri. Prin

depășirea pragului admisibil, delaminările pot duce la scăderea rezistențelor la

încercări ciclice și la compresiune cu flambaj;

• Diferența dintre caracteristicile mecanice la tracțiune și compresiune – poate

reprezenta o dificultate pentru proiectanți;

• Fragilitatea – lipsa deformațiilor plastice la curgere nu permite redistribuirea

concentratorilor de tensiuni;

• Comportarea anizotropă – acest aspect devine problematic în cazul materialelor

compozite realizate într-un singur strat și cu armare unidirecțională. Astfel, în urma

solicitărilor perpendiculare pe direcția armăturii, tensiunile dezvoltate sunt transmise

integral matricei;

• Efectul radiațiilor ultra-violete (UV) - în cazul în care elementele CPAF nu sunt

protejate cu folii speciale, creșterea în intensitate a radiațiilor UV poate induce

schimbarea culorii și amplificarea durității straturilor exterioare (Sheard, 2003).

În secțiunile următoare se prezintă succint tipurile principale de fibre și de matrice

polimerice care sunt utilizate la fabricarea elementelor structurale din materiale CPAF.



23

3.2 Tipuri de fibre

Fibrele reprezintă armătura preponderentă utilizată pentru ranforsarea materialelor

compozite polimerice. Selecția tipului de fibre are la bază o serie de considerente, ce fac trimitere

atât la cerințele de utilizare impuse pentru produsul final, cât și la posibilitățile de fabricare ale

acestuia. Printre parametrii principali de selecție a tipului de fibre se numără:

• Condițiile de exploatare și de mediu;

• Tehnologia de fabricare;

• Tipul de matrice;

• Tipologia îmbinărilor.

Pentru aplicațiile din domeniul ingineriei civile, se utilizează, cu precădere, materiale

compozite polimerice armate cu fibre de sticlă (CPAFS), de carbon (CPAFC) și aramidice

(CPAFA) (Wallenberg et al, 2001; Walsh, 2001; Chang, 2001). Aceste fibre prezintă, de obicei,

secțiune circulară și pot ocupa între 20% și 90% din volumul total al produsului CPAF (Bunsell și

Renard, 2005; Barbero, 2011).

3.2.1 Fibre de sticlă

Fibrele de sticlă sunt cele mai utilizate armături pentru materialele compozite, ca urmare a

proprietăților deosebite pe care le prezintă. Cele mai importante avantaje ale utilizării fibrelor de

sticlă sunt:

• Rezistența ridicată la tracțiune;

• Costul redus;

• Rezistența la coroziunea chimică.

La fabricarea fibrelor de sticlă se utilizează calcar, nisip, acid boric, cărbune, fluorină și

cantități reduse de argilă. Aceste materii prime sunt amestecate, topite și extrudate prin duze și

orificii de mărimi variabile. Odată obținută forma finală a filamentelor, produsele se răcesc prin

aplicarea unui jet de apă și se tratează cu apreți chimici și agenți de cuplare. Prin acest procedeu

de fabricare se pot obține fibre cu diametre cuprinse între 5 și 20 μm (Chawla, 1998; Țăranu et al,

2013).

Fibrele de sticlă se pot clasifica în 7 categorii (Kaw, 2006):

• Fibrele de sticlă tip E (denumirea provine din eng. electrical, primele aplicații ale

acestor fibre fiind în domeniul electric);

• Fibrele de sticlă tip S (S-ul fiind un indicativ pentru conținutul mare de silică)


24

• Fibrele de sticlă tip C (denumirea provine din eng. corossion, acest tip de fibre fiind

utilizate pe scară largă la armarea rezervoarelor din materiale compozite, folosite la

depozitarea substanțelor periculoase);

• Fibre de sticlă tip D (D – dielectric, fibrele sunt folosite în aplicații din domeniul

electric, pentru realizarea izolatorilor);

• Fibre de sticlă tip A (denumirea provine din eng. appearance, produsele obținute prin

înglobarea acestor fibre prezintă suprafețe netede, fără a mai fi necesară utilizarea

lacurilor protectoare);

• Fibrele de sticlă tip E-CR (sunt utilizate în domeniul electric și prezintă rezistență

mare la coroziune);

• Fibrele de sticlă tip AR (au rezistență mare la atacul alcali).

În aplicațiile din domeniul ingineriei civile, materialele compozite sunt armate, în cele mai

multe cazuri, cu fibre de sticlă tip E și S. Caracteristicile fizice și chimice ale acestor tipuri de fibre

sunt prezentate în tabelul 3.4 (Țăranu et al, 2013), iar formele sub care se produc și comercializează

sunt ilustrate în figura 3.5.

Tabelul 3.4 Fibre de sticlă tip E și S - Proprietățile fizice și mecanice (Țăranu et al, 2013)

Tipul

fibrei

Densitate

[kg/m3]

Coeficient de

dilatare termică

[10-6/C]

Coeficientul lui

Poisson

Modulul de

elasticitate long.

[GPa]

Rezistența la

tracțiune [MPa]

Deformația ultimă

de rupere [%]

E 2500 5 0,22 72,4 3450 2,4

S 2500 2,9 0,22 85,5 4580 3,3

Figura 3.6 Tipuri de fibre de sticlă: a) rovinguri, b) țesături, c) microfibre



25

3.2.2 Fibre de carbon

Pe piața construcțiilor se regăsește o gamă largă de produse CPAFC, utilizate în cadrul

sistemelor de consolidare a elementelor realizate din materiale tradiționale. Fibrele de carbon

utilizate pentru ranforsarea acestor materiale compozite au modulul de elasticitate ridicat (200 GPa

– 1500 GPa), coeficient de dilatare termic mic și raport mare rezistență – densitate. Proprietățile

fizice și mecanice ale fibrelor de carbon sunt prezentate în Tabelul 3.5.

Tabelul 3.5 Fibre de carbon - Proprietățile fizice și mecanice (Lupășteanu, 2016)

Tipul

fibrei

Densitate

[kg/m3]

Coeficient de

dilatare termică

[10-6/C]

Coeficientul lui

Poisson

Modulul de

elasticitate long.

[GPa]

Rezistența la

tracțiune [MPa]

Deformația

ultimă de rupere

[%]

Carbon

cu

rezistență

mare

1750 -0,2 ÷ -0,6 0,2 240 2800 1,1

Carbon

cu modul

ridicat

1950 -0,6 ÷ -1,3 0,2 380 2100 0,5

Fibrele de carbon sunt produse, în marea majoritate a cazurilor, din poliacrilonitril, prin

distilarea cărbunelui sau din gudron. În funcție de materia primă utilizată și de tipul de tratament

termic, fibrele de carbon pot avea densități cuprinse în intervalul 1600 și 2000 kg/m3. Indiferent

de tipul procesului de fabricație, acest tip de fibre prezintă incompatibilitate de impregnare cu

rășinile. Astfel, spre deosebire de cazul fibrelor de sticlă, pentru fibrele de carbon sunt necesare

tratamente speciale de umectare (Țăranu et al, 2013). Formele de comercializare includ țesăturile

bi și multidirecționale (cazul materialelor compozite realizate prin impregnare in situ) și lamele de

grosimi și forme variabile (Fig. 3.7). Fibrele de carbon prezintă o comportare bună la temperaturi

și umiditate mare, însă sunt conductive din punct de vedere termic și electric.

Figura 3.7 Fibre de carbon: a) țesături, b) înglobate în lamele


26

3.2.3 Fibre aramidice

Fibrele aramidice sunt fibre organice, poliamidice aromatice, cu densitate redusă și rezistență

mare. Astfel, dintre toate fibrele utilizate la armarea materialelor compozite, fibrele aramidice au

cel mai mare raport dintre rezistența la tracțiune și densitate (Mallick, 2008).

În domeniul ingineriei civile, aceste fibre sunt utilizate în cadrul sistemelor de consolidare a

planșeelor și de confinare a stâlpilor. Principalele avantaje oferite de fibrele aramidice constau în

(Silva-Araya et al, 1998):

• Rezistență mare la oboseală;

• Protecție anticorozivă;

• Grad ridicat de amortizare a vibrațiilor;

• Izolație electrică.

Fibrele aramidice sunt comercializate sub formă de rovinguri, microfibre și țesături (Fig.

3.8), fiind produse de firme precum: Teijin (denumire comercială: Teijinconex, Technora), DuPont

(denumire comercială: Kevlar, Nomex) și Akzo Nobel (denumire comercială: Twaron) (Chawla,

1998; Hollaway, 2008).

Figura 3.8 Fibre aramidice: a) rovinguri, b) microfibre, c) țesături

3.3 Tipuri de matrice polimerice

Matricele polimerice se utilizează extensiv în domeniul materialelor compozite, ocupând în

prezent un procent de aproximativ 75% din piața de profil. Acest fapt se datorează, în principal,

proprietăților fizico-chimice ce asigură compatibilitatea cu majoritatea tipurilor de fibre și costului

relativ mic de fabricare. Matricele polimerice pot fi clasificate pe două paliere, în raport cu

comportarea la temperatură: termorigide și termoplastice.

Matricele polimerice termorigide au la bază lanțuri de macromolecule compuse din legături

reactive, care prin deschidere formează legături covalente la structura altor materiale (Stoian et al,

2004). Legăturile reactive pot fi obținute fie prin întărire la temperatură normală sau la temperatură

ridicată, timpul de întărire variind în funcție de tipul de catalizatori utilizați. Odată formați,

polimerii termorigizi devin insolubili și infuzibili.



27

Principalul avantaj al rășinilor termorigide este dat de capacitatea acestora de a îngloba

fibrele în fracțiuni volumetrice mari. De asemenea, materialele compozite cu matrice polimerică

termorigidă dezvoltă deformații specifice reduse și prezintă stabilitate dimensională ridicată și

coeficient de dilatare termică mic. Cu toate acestea, proprietățile fizice și chimice ale acestor

materiale pot varia pe durate mari de timp, ca urmare a termenului limitat de valabilitate (Țăranu

et al, 2013). Printre cele mai utilizate rășini termorigide se regăsesc următoarele tipuri:

• epoxidice;

• fenolice;

• poliesterice;

• aminice;

• vinilesterice;

• furanice;

• siliconice.

Rășinile termoplastice suferă modificări majore ale caracteristicilor mecanice dacă sunt

încălzite la temperaturi peste temperatura de tranziție vitroasă. Aceste schimbări sunt reversibile,

însă limitează semnificativ domeniul de aplicare al acestor materiale.

În continuare, sunt prezentate principalele tipuri de matrici polimerice termorigide și

termoplastice utilizate la fabricarea materialelor compozite.

3.3.1 Rășini epoxidice

Rășinile epoxidice sunt folosite, în cele mai multe cazuri, în combinație cu armături continue

și lungi, și reprezintă cele mai utilizate tipuri de rășini polimerice termorigide. Molecula

polimerului de tip epoxidic este compusă dintr-o grupare de minim trei atomi, din care un atom de

oxigen și doi atomi de carbon. Procesul de polimerizare este inițiat de introducerea unor cantități

relativ reduse de substanțe de tratare în componența lichidă a rășinii. (Chawla, 1998). Natura și

proprietățile fizice și chimice ale substanței de tratare și a celei de bază determină densitatea

legăturilor dintre catene. Aceste legături determină, la rândul lor, caracteristicile fizice, chimice și

mecanice finale ale matricei. Prin îndesirea legăturilor pot fi crescute rezistența, rigiditatea și

stabilitatea termică, dar se reduc tenacitatea și valorile ultime ale deformațiilor specifice (Bunsell

și Reinard, 2005; Mallick, 2008; Țăranu, 2011).

Avantajele utilizării rășinilor polimerice termorigide epoxidice constau în:

• Rezistențe mecanice ridicate;

• Contracții reduse pe parcursul întăririi;


28

• Proces de fabricare accesibil;

• Temperatură maximă de lucru ridicată (150 0C);

• Durabilitate ridicată în condiții agresive de mediu;

• Compatibilitate cu majoritatea tipurilor de fibre;

• Rezistență mare la acțiuni corozive.

Variația caracteristicilor fizice și mecanice ale rășinilor polimerice epoxidice este prezentată

în tabelul 3.6.

Tabelul 3.6 Caracteristici fizico-mecanice ale matricelor epoxidice (Lupășteanu, 2016)

Densitate

[kg/m3]

Temperatura

de utilizare

[0C]

Contracții

la întărire

[%]

Coeficientul

lui Poisson

Modulul de

elasticitate

[GPa]

Rezistența

la întindere

[MPa]

1200 – 1300 ≤150 1 – 5 0,2 – 0,33 2,5 – 4 50 – 125

3.3.2 Rășini poliesterice

Rășinile poliesterice au la bază o componentă diacidă saturată (acizi organici) și un acid

saturat. Astfel, diversitatea componenților de bază și raporturile cantitative dintre aceștia

determină producerea unui spectru larg de rășini poliesterice, cu varietate largă de proprietăți

fizice, chimice și mecanice (Bunsell și Reinard, 2005; Mallick, 2008; Țăranu, 2011). În funcție de

domeniul de utilizare a materialului compozit și de cerințele impuse, se pot selecta următoarele

tipuri de rășini poliesterice:

• Rășinile clorice - se folosesc în condiții de temperaturi înalte și prezintă rezistența

ridicată la acțiunea peroxizilor, acizilor și solvenților;

• Rășinile fenolice – se folosesc în medii alcaline, puternic agresive și cu temperaturi

ridicate (1200C);

• Rășinile isoftalice – sunt rezistente la apă, substanțe alcaline și benzenuri.

Temperatura exterioară maximă este limitată la 800C.

Similar cazului rășinilor epoxidice, caracteristicile fizice și chimice ale componentelor de

bază și densitatea legăturilor dintre catene dictează proprietățile fizico-mecanice ale matricei

finale. Principalele proprietăți fizice și mecanice ale matricelor polimerice poliesterice sunt

prezentate în tabelul 3.7.



29

Tabelul 3.7 Proprietățile fizico-mecanice ale matricelor polimerice poliesterice (Lupășteanu, 2016)

Densitate

[kg/m3]

Temperatura

de utilizare

[0C]

Contracții

la întărire

[%]

Coeficientul

lui Poisson

Modulul de

elasticitate

[GPa]

Rezistența

la întindere

[MPa]

1100 – 1400 ≤150 4 – 12 0,2 – 0,33 2 – 4 30 – 100

3.3.3 Rășini vinilesterice

Comparativ cu rășinile epoxidice sau poliesterice, rășinile vinilesterice au legăturile dintre

catene de densitate mai redusă, însă prezintă cea mai ridicată compatibilitate cu fibrele de sticlă.

Astfel, produsele CPAFS realizate cu rășini vinilesterice posedă numeroase avantaje, cum ar fi:

• Rezistență ridicată la întindere;

• Rezistență ridicată la atacul acizilor, alcaliilor, solvenților și peroxizilor;

• Rezistență mare la foc;

• Rezistență la coroziune;

• Stabilitate dimensională.

Caracteristicile fizico-mecanice (Tabelul 3.8) ale rășinilor vinilesterice sunt influențate de

natura materialelor de bază și a celor de umplutură, precum și de introducerea în componență a

unor materiale adiționale (i.e. utilizarea bromurilor pentru îmbunătățirea protecției la foc) (Bunsell

și Reinard, 2005; Mallick, 2008; Țăranu, 2011).

Tabelul 3.8 Proprietățile fizico-mecanice ale matricelor polimerice vinilesterice (Lupășteanu, 2016)

Densitate

[kg/m3]

Temperatura

de utilizare

[0C]

Contracții

la întărire

[%]

Coeficientul

lui Poisson

Modulul de

elasticitate

[GPa]

Rezistența

la tracțiune

[MPa]

1150 – 1350 ≤170 3 – 11 0,36 – 0,39 3 – 3,5 73 – 81

3.3.4 Rășini termoplastice

Rășinile termoplastice sunt compuse din lanțuri lungi și liniare de polimeri, a căror legături

sunt inițiate și menținute în poziție de forțe covalente și forțe van der Waals (Bunsell și Renard,

2005). După finalizarea procesului de fabricare, lanțurile de legătură pot fi eliberate prin încălzirea

materialului peste temperatura vitroasă. Astfel, vâscozitatea rășinilor termoplastice scade odată cu


30

creșterea temperaturii, dar după răcirea completă proprietățile inițiale sunt restaurate (Țăranu et al,

2013).

Utilizarea matricelor termoplastice în domeniul ingineriei civile este destul de limitată, în

principal datorită compatibilității reduse cu tipurile de armare (se folosesc doar materiale de

armare pulverulente sau uneori fibre scurte), a proceselor de fabricare cu grad înalt de dificultate

(combinații de injectări și extrudări) și a valorilor împrăștiate ale deformațiilor specifice la rupere

(între 30 și 100%) (Bunsell și Reinard, 2005; Mallick, 2008; Țăranu, 2011).

Cele mai des folosite rășini termoplastice sunt :

• Poliesteri ai acizilor cetonic (PEEK) - sunt caracterizate de absorbție redusă a apei

(maxim 0,5% din greutate) și tenacitate mare;

• Sulfurile de polifenilen (PPS) - prezintă rezistență ridicată la agresiune chimică;

• Polisulfatice (PSUL) - prezintă stabilitate dimensională înaltă la condiții de

temperatură rși umiditate ridicate.

Principalele proprietăți fizice și mecanice ale rășinilor polimerice termoplastice sunt


Tabelul 3.9 Proprietățile fizice și mecanice ale matricelor termoplastice (Lupășteanu, 2016)

Tipul

rășinii

Densitate

[kg/m3]

Temperatura

de utilizare

[0C]

Coeficientul

lui Poisson

Modulul de

elasticitate

[GPa]

Rezistența

la tracțiune

[MPa]

PEEK 1320 ≤143 0,4 3,24 100

PPS 1360 ≤90 0,37 3,30 82,7

PSUL 1240 ≤190 0,37 2,48 70,3



31

Capitolul 4

ADEZIVI PENTRU ÎMBINAREA ELEMENTELOR

4.1 Introducere

De-a lungul timpului au fost formulate numeroase definiții ale adezivului, ce urmăreau fie

caracterizarea materialului din punct de vedere chimic, fie descrierea funcțiunilor pe care acesta le

îndeplinește în cadrul unei îmbinări. Pentru aplicațiile din ingineria civilă, adezivul poate fi definit

ca un material de legătură care, prin aplicarea pe suprafețele unor elemente, permite realizarea

îmbinării acestora, prin dezvoltarea proceselor de adeziune. Așadar, funcția principală a adezivilor

constă în crearea și menținerea contactului dintre două materiale pentru a asigura transferul

tensiunilor dintre acestea.

Clasificarea adezivilor poate fi realizată în funcție de diverși parametri ce țin atât de structura

chimică a acestora, cât și de compatibilitatea pe care o pot dezvolta în raport cu elementele

îmbinării. Astfel, se disting două categorii principale de adezivi ce sunt utilizați în aplicațiile

inginerești, și anume: structurali și nestructurali. Cei dintâi sunt folosiți pentru îmbinarea

elementelor portante și pot atinge pe parcursul exploatării stări de deformații și tensiuni apropiate

de cele limită. Adezivii nestructurali sunt utilizați pentru îmbinările a căror intensitate a solicitării

este redusă și îndeplinesc funcții diverse, cum ar fi: asigurarea condițiilor de etanșeitate,

menținerea aderenților în poziție și asigurarea contactelor.

În cazul aplicațiilor structurale, paleta de adezivi existenți pe piața construcțiilor este una

extrem de variată. Deși majoritatea produselor pot fi grupate după un număr restrâns de tipuri de

substanțe active, iar diferențele dintre diferite mărci țin de cele mai multe ori doar de materialele

de umplutură și de aditivii introduși în rețetă, selectarea unui adeziv poate prezenta un grad ridicat

de dificultate. Conform lui Ewen și Kellar (2010), alegerea unui adeziv trebuie să urmărească

identificarea și satisfacerea următorilor aspecte cu rol definitoriu asupra performanțelor structurale

ale îmbinărilor:

• Structură și compatibilitate la nivelul compușilor chimici;


32

• Proces de fabricație;

• Condiții de uscare și maturare;

• Compatibilitate cu metodele de tratament de suprafață ale aderenților;

• Condiții de exploatare în raport cu mediul înconjurător;

• Metodologia de proiectare și producere a îmbinării;

• Cerințe de transport, depozitare, operabilitate și manevrabilitate;

• Controlul calității;

• Metode experimentale de evaluare a proprietăților mecanice;

• Cerințe de ordin estetic;

• Condiții de reciclare.

Avantaje și dezavantaje ce derivă din utilizarea adezivilor pentru îmbinarea elemente de

construcție sunt prezentate succint în tabelul 4.1 (Mays și Hutchinson, 1992; Ebnesajjad, 2008;

Brockmann et al, 2009).

Tabelul 4.1 Avantaje și dezavantaje ale utilizării adezivilor

Avantaje Dezavantaje

• Transferul uniform al tensiunilor

• Eliminarea problemelor de coroziune

• Posibilitatea de a îmbina elemente cu

configurații geometrice variate

• Asigurarea unui contur regulat al îmbinării

• Raport superior rezistență - greutate specifică

• Rezistență superioară la oboseală și încărcări

ciclice, comparativ cu îmbinările mecanice

• Căldura degajată în timpul procesului de

întărire este de intensitate redusă și nu

afectează aderenții

• Izolator electric și termic

• Etanșeitate la gaze și lichide

• Amortizarea vibrațiilor și absorbția șocurilor

• Aplicare rapidă

• Costuri reduse în raport cu metodele mecanice

de fixare

• Necesitatea tratamentelor de suprafață ale

aderenților

• Uscarea/întărirea completă a adezivului

necesită perioade lungi de timp

• După realizarea îmbinării este necesară

folosirea elementelor de fixare și de presare

• Controlul al calității dificil la aplicațiile

realizate pe șantier

• Temperaturile de serviciu sunt limitate la

1770C, (pot ajunge la 3710C doar în cazuri

excepționale)

• Adezivii cu componente naturale sau vegetale

sunt susceptibili la atacul bacteriilor

• Nu pot fi utilizate tehnologiile nedistructive de

testare



33

4.2 Clasificarea adezivilor

Cele mai frecvente aplicații ale adezivilor în domeniul ingineriei civile includ: lucrări de

consolidare, de reabilitare, de reparații sau îmbinări curente ale elementelor de construcții. Astfel,

îmbinările adezive reprezintă o alternativă des adoptată, la îmbinările bazate pe utilizarea

elementelor mecanice de fixare, cu posibilitatea de a distribui uniform tensiunile ce se dezvoltă în

zona de contact a elementelor (Reis et al, 2005).

Adezivi utilizați pentru îmbinarea elementelor de construcție pot fi clasificați după criterii

multiple (Fig. 4.1), însă definitoriu este cel ce îi împarte în funcție de caracterul structural sau

nestructural al ansamblului rezultat. Deoarece majoritatea aplicațiilor prezintă un caracter

structural, în cele ce urmează, nu se vor mai discuta adezivii utilizați exclusiv la satisfacerea unor

condiții de poziție și etanșeitate în cazul sistemelor nestructurale.

Figura 4.1 Criterii de clasificare ale adezivilor


34

Adezivii structurali pot fi clasificați în funcție de:

• compoziția chimică;

• starea de agregare;

• metodologia de aplicare;

• modul de întărire.

În secțiunile următoare se prezintă principalele particularități ale adezivilor, raportate la

nivelele de clasificare.

4.2.1 Clasificare în funcție de compoziția chimică

Conform lui Ebnesajjad (2008), din punct de vedere al structurii chimice, majoritatea

adezivilor structurali au la bază una dintre cele 5 compoziții descrise în tabelul 4.2. În raport cu

particularitățile compușilor chimici, adezivii dezvoltă caracteristici distincte, în vederea

satisfacerii cerințelor impuse de domeniul de utilizare (Ewen și Kellar, 2010).

Tabelul 4.2 Tipuri de adezivi structurali în funcție de compoziția chimică (după Ebnesajjad, 2008)

Epoxidici Acrilici Cianoacrilați Poliuretanici Siliconici

Substraturi

compatibile

materiale

tradiționale și

compozite

materiale

compozite și

metalice

materiale

compozite și

cauciuc (suprafețe

plane, neporoase)

materiale

tradiționale

sticlă și materiale

compozite

Condiții de

întărire

durată mare,

temperaturi de 20-

25 0C

durată medie,

temperaturi de 20-

25 0C

durată scurtă,

umiditate

controlată

durată variabilă,

temperaturi de 20-

25 0C

durată medie,

umiditate

controlată

Formă de

produs

mono sau bi-

componentă

mono sau bi-

componentă mono-componentă bi-componentă mono-componentă

Rezistența

la impact slabă bună slabă ridicată bună

Rezistență

la

umiditate

ridicată bună slabă medie ridicată

Rezistență

la solvenți ridicată bună bună bună bună

Cost scăzut moderat ridicat moderat moderat



35

Adezivii epoxidici sunt utilizați cu precădere în aplicații ce includ materiale compozite

polimerice armate cu fibre (CPAF) și sunt obținuți în urma procesului de polimerizare a unui

amestec realizat din două părți (rășină și întăritor) sau numai din rășină. Adezivii compuși din două

părți se întăresc în timpul amestecării, pe când cei compuși doar din rășină necesită o sursă de

încălzire în vederea inițierii reacțiilor de întărire (Blackburn et al, 2015; Jia et al, 2016).

Adezivii epoxidici au rezistența la coroziune mare și prezintă o contracție nesemnificativă

în urma procesului de întărire. Pentru evitarea ruperii casante se pot introduce diverse materiale în

compoziția chimică a adezivilor epoxidici, asigurându-le o flexibilitate sporită. Se obțin astfel

adezivi epoxidici modificați, cum ar fi: epoxi-poliamid, epoxi-fenoli, epoxi-polisulfați, epoxi-

nylon, ș.a.

Adezivii acrilici sunt rășini termoplastice bazate pe acrilați și derivați ai acestora. Pot fi

întâlniți sub diverse forme, cum ar fi: emulsii, amestecuri (monomer-polimer-catalizator), solvenți,

ș.a. (Avendano et al, 2016). Adezivii pe bază de acrili se împart în trei subcategorii: reactivi,

rezilienți și anaerobi.

Adezivii acrilici rezilienți sunt utilizați pentru îmbinarea elementelor de construcții a căror

suprafețe nu pot fi tratate. Deși rezistențele dezvoltate de îmbinările cu acești adezivi sunt ridicate,

domeniul de aplicabilitate este restrâns, în principal datorită contracțiilor accentuate ce apar în

timpul procesului de întărire.

Adezivii acrilici anaerobi sunt de tip mono-component, iar procesul de maturare este

condiționat de un nivel scăzut de oxigen din mediul ambiant. Astfel, cele mai numeroase aplicații

ale acestor produși sunt destinate ansamblurilor compuse din elemente metalice, fiind realizate în

mediu controlat, sub urmărire strictă a calității.

Adezivii cianoacrilați sunt utilizați pentru îmbinarea elementelor CPAF și a celor din mase

plastice cu suprafețe neporoase. Limitările date de utilizarea acestor adezivi constau în: durata

redusă de lucrabilitate, temperatura optimă de lucru (< 110 0C) și gradul de aciditate al suporților.

Adezivii poliuretanici se utilizează pentru îmbinarea elementelor metalice, din cauciuc și a

celor din mase plastice. Sunt, în general, sisteme bi-componente compuse din rășină și întăritori și

prezintă rezistență la apă, solvenți și uleiuri. De asemenea, timpul de maturare poate fi modificat

de la câteva minute la câteva ore, prin introducerea catalizatorilor, în diferite concentrații. (Weiss

et al, 2016; Liu et al, 2016).

Adezivii siliconici sunt disponibili atât in formă mono-componentă, cât și bi-componentă.

Deși nu prezintă restricții de compatibilitate cu marea majoritate a elementelor de construcții,

domeniul de aplicabilitate este unul restrâns, în principal datorită rezistențelor scăzute. Astfel,

adezivii siliconici sunt utilizați, cu precădere, în cazul îmbinărilor a căror criteriu principal de

selecție constă în flexibilitate și temperatură ridicată de serviciu (Petrie, 2007).


36

4.2.2 Clasificare în funcție de natura adezivului

Un alt criteriu de clasificare a adezivilor este cel în raport cu originea acestora și poate fi

structurat pe două paliere: adezivi naturali și adezivi sintetici (Fig. 4.2). Cei de origine naturală

prezintă o serie de avantaje notabile (preț redus, sunt ecologici și biodegradabili), însă nu au

aplicabilitate în cazul îmbinărilor cu rol structural. Adezivii sintetici se pot clasifica în 2 categorii

principale: termoplastici și termorigizi.

Adezivii termorigizi sunt infuzibili și insolubili după întărire. Adezivii termoplastici sunt

sensibili la încălzire, fuzibili, solubili și au de regulă o capacitate portantă semnificativ mai redusă

decât cea a adezivilor termorigizi. Cei mai utilizați adezivi termorigizi sunt: adezivii epoxidici,

poliuretanici și fenolici, iar din categoria celor mai uzuali adezivi termoplastici fac parte: adezivii

acrilici și adezivii termoplastici (Mays și Hutchinson, 1992; Oltean, 2011).

Figura 4.2 Clasificarea adezivilor în funcție de natura produșilor componenți (după Oltean, 2011)

4.2.3 Clasificare în funcție de forma de ambalare

Adezivii utilizați pentru realizarea îmbinărilor adezive cu rol structural sunt produși într-o

largă varietate de forme, principalele variante disponibile fiind:

• Sisteme bi-componente lichide sau ambalate sub formă de paste (i.e. adezivi

epoxidici, acrilici rezilienți, acrilici reactivi și poliuretani);

• Sisteme mono-componente lichide sau ambalate sub formă de pastă (i.e. adezivi

epoxidici, cianoacrilați, siliconici, poliuretani și acrilici anaerobi);



37

• Benzi adezive simple și duble (i.e. adezivi siliconici întăriți prin presare și

acrilici).

Pentru sistemele bi-componente procesul de întărire este inițiat de amestecarea părților, iar

în cazul sistemelor mono-componente și a benzilor adezive, activarea reacțiilor chimice de

maturare este declanșată de un agent extern (umiditate, căldură, presare).

De asemenea, forma de ambalare și structura unui adeziv trebuie selectată și pe baza

cerințelor impuse de domeniul de utilizare. Astfel, caracteristicile reologice ale adezivilor pot varia

în funcție de gradul de finisare a rostului și de poziția de aplicare (vertical, orizontal sau pe

suprafețe înclinate).

4.2.4 Clasificare în funcție de comportarea mecanică a adezivilor

Adezivii folosiți la îmbinarea elementelor CPAF se împart în două clase principale, în

funcție de comportarea lor și de alura graficelor de tensiuni - deformații. Se disting astfel adezivii

cu comportare liniară și cei cu comportare neliniară (Zhao, 2014). În cazul adezivilor cu

comportare liniară, graficul liniarizat de tensiuni tangențiale-lunecare prezintă o alură bi-liniară,

fiind caracterizat de două paliere, unul elastic, ascendent și unul descendent de curgere, la finalul

căruia se produce cedarea (Fig. 4.3) (Fawzia, 2010; Lupășteanu, 2016).

Parametrii ce descriu comportarea adezivilor liniari sunt:

• lunecarea aferentă tensiunii tangențiale maxime (δ1),

• tensiunea tangențială maximă (τf),

• lunecarea maximă (δf).

Figura 4.3 Adezivi cu comportare liniară – grafic tensiuni tangențiale - lunecare (după

Fawzia, 2010)


38

În cazul adezivilor ce prezintă o comportare neliniară, curba tensiunilor tangențiale –

lunecare are o variație trapezoidală (Fernando, 2010), fiind caracterizată de un palier ascendent

elastic, de o zonă de stabilizare a tensiunilor și de creștere constantă a lunecării și de un palier

descendent la finalul căruia survine cedarea (Fig. 4.4).

Figura 4.4 Adezivi cu comportare neliniară – grafic tensiuni tangențiale - lunecare (după

Fernando, 2010)

4.3 Criterii de selecție a adezivului

Pe baza clasificărilor enunțate, se observă că procesul de selecție a adezivilor este unul

complex, fiind influențat de o serie de parametri ce include:

• Cerințe privind proprietățile fizice și mecanice ale îmbinării;

• Intensitatea solicitărilor și tipul de comportare al adezivului;

• Caracteristicile suprafețelor suport;

• Tehnologia de îmbinare;

• Condițiile impuse de mediul înconjurător.

Selecția adezivilor utilizați în cadrul programului experimental descris în capitolele 7 și 8 a

fost realizată după evaluarea acestor parametri, și constă în două tipuri de produse adezive (Sikadur

30 și Sikadur 330), comercializate de Sika. Acești adezivi sunt de tip epoxidic, tixotropic, și se

prepară prin amestecarea a două componente (rășină și întăritor), în proporții fixe (Fișe tehnice

Sikadur – 30, 2008; Sikadur – 330, 2006). Ambii adezivi sunt compatibili cu profilele plate,

compozite polimerice armate cu fibre de sticlă (CPAFS), componente ale îmbinărilor, și prezintă

proprietăți elastice și rezistențe mecanice mari. Astfel, adezivul Sikadur 330 are modulul de

elasticitate de 4,5 GPa și rezistența la întindere de 30 MPa, iar adezivul Sikadur 30 de 12,8 GPa,

respectiv 25-28 MPa. Proprietățile fiecărui adeziv sunt descrise pe larg în cadrul capitolului 7.



39

Capitolul 5

REZISTENȚA DE ADERENȚĂ

5.1 Introducere

Îmbinarea cu adezivi a elementelor compozite polimerice armate cu fibre (CPAF) se bazează

pe adeziunea dintre un solid (aderentul) și un lichid (adezivul) și se poate explica prin apariția și

dezvoltarea fenomenului de aderență ce se manifestă la nivel molecular. Acest fenomen înglobează

totalitatea mecanismelor de legătură care generează contactul și cuplarea atomilor de suprafață ai

elementelor constituente ale îmbinării.

Performanța mecanică a unei îmbinări este stabilită, de cele mai multe ori, doar prin prisma

proprietăților mecanice ale adezivului, fără a se lua în considerare intensitatea legăturilor fizice,

mecanice și chimice ce se dezvoltă la nivelul interfețelor dintre adezivi și elementele CPAF. Ca

urmare a acestui mod de tratare unilateral, comportarea neadecvată și, de cele mai multe ori,

cedarea prematură a îmbinărilor adezive nu pot fi evitate. Prin urmare, stabilirea performanțelor

mecanice a unei îmbinări adezive necesită o abordare holistică, care să țină cont atât de

posibilitățile și de metodele de tratare a suprafețelor de conlucrare, în vederea optimizării

fenomenului de adeziune, cât și de selectarea adecvată a adezivilor, în raport cu proprietățile fizice

și mecanice ale aderenților, în scopul asigurării compatibilităților elementelor.

Îmbinările adezive pentru elemente CPAF pot fi divizate în două categorii de aplicații, în

funcție de importanța conlucrării dintre cele două părți constituente ale sistemului, și anume:

aplicații în care conlucrarea reprezintă funcția critică, adică stratul de adeziv are rolul principal de

a transfera tensiunile tangențiale și aplicații în care contactul are funcția critică, funcționarea

sistemului în parametri optimi fiind dependentă de transferul eficient al tensiunilor normale. Din

prima categorie fac parte cazurile îmbinărilor adezive întâlnite la grinzi realizate din materiale

CPAF, iar din cea de-a doua, cazurile îmbinărilor elementelor de tip sandviș.

În cazul aplicațiilor în care conlucrarea are o funcție critică, interfețele dintre elementele

CPAF și adeziv pot suferi modificări în vederea creșterii rezistenței de aderență. Modalitățile de


40

tratare a suprafețelor elementelor compozite sunt stabilite în urma identificării

mecanismului/mecanismelor de aderență ce se formează după aplicarea adezivului. Aceste

mecanisme au fost amplu analizate în literatura de specialitate, concluzionându-se că legăturile

care apar între adeziv și elementele CPAF pot fi de patru feluri: legături fizice, legături chimice,

legături obținute prin conlucrare mecanică și legături rezultate din difuzia inter-moleculară

(Adams et al, 1997; Baldan, 2004; Ebnesajjad și Landrock, 2009).

5.2 Teorii de aderență

Primele teorii de aderență dintre adezivi și elementele CPAF au fost cele referitoare la

conlucrarea mecanică, la atracția electrostatică, la adsorbție și la difuzia moleculară. Cu timpul, ca

urmare a dezvoltării unor metode superioare de investigare (i.e. microscopia electronică de baleiaj)

a suprafețelor elementelor CPAF, s-au formulat și alte teorii, în raport cu proprietățile fizice și

chimice ce guvernează suprafața acestor materiale. Teoriile de aderență utilizate la evaluarea

mecanismelor de legătură specifice îmbinărilor adezive pentru elemente CPAF sunt prezentate în

tabelul 5.1 (Ebnesajjad și Landrock, 2009).

Tabelul 5.1 Principalele teorii de aderență (după Ebnesajjad și Landrock, 2009)

Tradiționale Recente Scara la care se raportează

➢ Conlucrare mecanică

➢ Atracție electrostatică

➢ Adsorbție

➢ Difuzie moleculară

➢ Conlucrare mecanică

➢ Atracție electrostatică

➢ Difuzie moleculară

➢ Conlucrare termodinamică

➢ Legături chimice

➢ Straturi de interfață slabe

➢ Microscopică

➢ Macroscopică

➢ Moleculară

➢ Moleculară

➢ Atomică

➢ Moleculară

5.2.1 Teoria conlucrării mecanice

Teoria conlucrării mecanice presupune că la baza aderenței stă capacitatea de cuplare a

adezivului cu neregularitățile de pe suprafața elementelor compozite (Fig. 5.1) (Packham, 2003).

Prin dislocarea aerului blocat în cavitățile de pe suprafața materialelor CPAF, adezivul creează

puncte de ancoraj, ce îmbunătățesc semnificativ rezistența îmbinării.



41

Figura 5.1 Mecanismul conlucrării mecanice

Parker și Waghore (1982) au studiat efectul conlucrării mecanice pentru îmbinări adezive

prin suprapunere simplă realizate din diverse produse compozite polimerice armate cu fibre de

carbon (CPAFC) și cinci tipuri diferite de adezivi epoxidici. Pentru acest program experimental

au fost realizate trei serii de epruvete. Elementele CPAFC corespunzătoare primei serii au fost

curățate prin ștergere cu solvenți, cele din a doua serie au fost șlefuite cu benzi abrazive, iar

produsele CPAFC din ultima serie au fost sablate. Epruvetele au fost testate la tracțiune

unidirecțională, fiind încărcate constant până în momentul cedării. Autorii au concluzionat că

singurul parametru care a dus la sporirea rezistențelor îmbinărilor, pentru toate cele trei serii, a fost

reprezentat de gradul de pregătire al suprafețelor. Astfel, sablarea este cel mai indicat tratament de

suprafață dar, procesarea în exces poate duce la distrugerea armăturilor, creșterea umidității și, nu

în ultimul rând, la alterarea condițiilor de întărire ale adezivului. În cazul șlefuirii elementelor

CPAF cu benzi abrazive, este dificilă asigurarea unui grad de procesare constant pe toată aria de

conlucrare. În fiecare situație (șlefuire, sablare, ș.a.), parametrii de procesare (timp, tip de particule,

presiune jet, număr de treceri, etc) trebuie definiți pentru fiecare element CPAF ce urmează a fi

utilizat în îmbinare.

Maeva și colaboratorii săi (2004) au sugerat că în cazul îmbinării adezive a produselor

compozite polimerice pultrudate, rezistența îmbinării depinde de două proprietăți de bază ale

adezivului. Prima este legată de capacitatea de a umecta suprafața aderenților, iar cea de a doua,

se referă la caracteristicile reologice ale acestuia, ce îi permit penetrarea porozităților suprafețelor

materialelor CPAF în timp util.

Conform lui Ebnesajjad (2008, 2009), proprietățile adeziunii ce depind de fenomenul de

conlucrare mecanică pot fi îmbunătățite prin patru metode distincte: creșterea rugozității, mărirea

reactivității suprafețelor, curățarea eficientă a aderenților și mărirea suprafeței specifice. Cu toate

acestea, teoria conlucrării mecanice nu este universal aplicată tuturor îmbinărilor adezive ce includ

produse CPAF, rezultate notabile fiind obținute și în cazul utilizării unor elemente compozite cu

suprafețe netede.


42

5.2.2 Teoria atracției electrostatice

Legăturile fizice formate la interfața adeziv – aderent se bazează pe două teorii de aderență,

cea a atracției electrostatice și cea a adsorbției. Teoria atracției electrostatice a fost postulată de

către Deryaguin și colaboratorii săi (Deryaguin et al, 1978, 1987), care au concluzionat că

rezistența unei îmbinări adezive depinde de densitatea sarcinilor electrice de semne contrare

existente la nivelul interfețelor (Fig. 5.2).

Figura 5.2 Teoria electrostatică (după Baldan, 2004)

În sprijinul acestei teorii, autorii (Deryaguin et al, 1978, 1987) au realizat diverse programe

experimentale ce au presupus testarea teoriei pentru diferite tipuri de îmbinări adezive. S-a

constatat o descărcare electrică de intensitate considerabilă în cazul dezlipirii platbenzilor realizate

din materiale CPAF îmbinate adeziv pe suporți rigizi (aderenți metalici sau aderenți compoziți

pultrudați). Deși existența acestor legături este constatată în diverse configurații ale îmbinărilor

adezive, specialiștii în domeniu, sunt de părere că, contribuția lor nu este una majoră în cazul

utilizării exclusive a elementelor CPAF ca aderenți (Groll și Țăranu, 2003; Baldan, 2004; Olteanu,

2011).

5.2.3 Teoria adsorbției

Fenomenul adeziunii se poate explica prin intermediul proceselor termodinamice ce au loc

la nivelul interfețelor. Conform teoriei adsorbției, forțele de atracție se formează între oricare două

elemente neutre din punct de vedere electric, ce sunt menținute la o distanță relativ mică unul față

de celălalt (Comyn, 2006). Teoria se bazează pe faptul că moleculele aflate la nivelul interfeței

lichid - gaz sunt în dezechilibru de forțe, datorită intensităților diferite ale forțelor de coeziune

aferente celor două stări. Fenomenul fizic de atracție a moleculelor unui material la nivelul

interfeței cu alt material, ca urmare a dezechilibrul forțelor de coeziune, poartă numele de adsorbție

(Groll și Țăranu, 2003).



43

În cazul materialelor CPAF îmbinate adeziv, procesul prin care se stabilește contactul între

suprafețele adezivului și cele ale aderenților se numește udare sau umectare. Umectarea

suprafețelor elementelor CPAF este posibilă doar dacă tensiunea superficială a adezivului este mai

mică decât tensiunea superficială critică a aderenților. În figura 5.3 este prezentat un exemplu de

umectare și răspândire a adezivilor în cazul materialelor CPAF cu suprafețe netede și a celor cu

suprafețe rugoase.

Figura 5.3 Umectarea suprafeței și răspândirea adezivului în cazul materialelor CPAF

a - cu textură netedă, b - cu textură rugoasă

Majoritatea adezivilor structurali tind să formeze legături puternice în cazul îmbinării

elementelor metalice, dar au performanțe reduse atunci când se utilizează pentru îmbinarea

materialelor CPAF. Acest fapt se datorează valorii reduse a tensiunii superficiale a elementelor

CPAF. Astfel, în vederea obținerii unei conlucrări eficiente, se recomandă diferite tratamente

chimice de pregătire a suprafeței aderenților. Selectarea unui anumit tratament chimic de suprafață

se realizează în funcție de gradul de umectare inițial al suprafeței. Unul din parametrii definitorii,

ce caracterizează gradul de umectare al unui material este unghiul de contact sau de udare Ɵ,

stabilit între o picătura de adeziv (sau lichid de control) și suprafața materialului. Potrivit lui

Habernicht (2009), rezultate satisfăcătoare se obțin dacă unghiul Ɵ este menținut sub 30º. În figura

5.4 sunt prezentate diferite cazuri de umectare, specifice elementelor CPAF.


44

Figura 5.4 Unghiul de contact Ɵ pentru diferite cazuri de umectare (după Oltean, 2011)

Răspândirea adezivului pe suprafețele materialelor compozite este influențată de rugozitatea

acestora și de mărimea unghiului Ɵ. Presiunea πe cu care se realizează acoperirea interfeței de către

adeziv în formă lichidă poate fi calculată utilizând ecuația 5.1.

SVSe −= (5.1)

Unde:

γS – tensiunea superficială a aderentului în vacuum;

γSV – tensiunea superficială a aderentului în starea de echilibru cu vaporii saturați.

Variația presiunii πe confirmă supozițiile lui Habernicht (2009), referitoare la mărimea

unghiului Ɵ. În cazul în care acesta scade sub 10º, variația presiunii πe este nesemnificativă. De

asemenea, umectarea suprafeței aderenților este posibilă doar dacă forțele ce acționează asupra

picăturii de lichid de pe suprafața aderentului sunt în echilibru (Fig. 5.5).

Figura 5.5 Picătură de lichid pe suprafața elementului CPAF, în stare de echilibru (după Comyn, 2006)

Dacă tensiunea superficială este diminuată prin schimbarea stării de agregare solid - gaz în

solid - lichid, respectiv lichid - gaz, starea de echilibru a forțelor de adsorbție este dată de ecuația

5.2.

SVLVSL + (5.2)



45

Unde:

γLV este tensiunea superficială a adezivului în stare lichidă, în echilibru cu starea gazoasă;

γSL este tensiunea superficială a adezivului în stare lichidă aflat în contact cu substratul (solid).

Dacă valoarea tensiunii superficiale nu poate fi diminuată, umectarea nu are loc, iar sistemul

ilustrat în figura 5.5 este caracterizat de ecuația 5.3.

SLLVSV + (5.3)

5.2.4 Teoria legăturilor chimice

Mecanismul chimic este specific îmbinărilor adezive pentru elemente CPAF, adeziunea

chimică fiind bazată pe compatibilitatea grupărilor chimice ale suporților și ale adezivului. Această

teorie a fost postulată de către Bilkerman (1968) și presupune existența a patru tipuri de

interacțiuni: legături covalente, legături ale hidrogenului, legături inițiate de forțele Lifshitz-van

der Waals și legături ale acizilor.

Conform lui Baldan (2004), rezistența și modurile de cedare ale îmbinărilor adezive sunt în

marea majoritate a cazurilor, dictate de către reacțiile chimice ce au loc la nivelul interfețelor.

Pentru îmbunătățirea legăturilor chimice, în cazul aderenților realizați din materiale CPAF, se

folosesc tratamente de oxidare a suprafețelor și se introduc agenți de cuplare în compoziția

adezivilor.

5.2.5 Teoria difuziei moleculare

Principiul difuziei a fost postulat de către Voyutskii și colaboratorii săi (1963) ce au presupus

că rezistența unei îmbinări adezive depinde de gradul de difuzie al moleculelor elementelor

constituente ale sistemului. Fazele procesului de difuzie sunt ilustrate în figura 5.6 (Fourche,

1995).

Conform teoriei difuziei, două materiale polimerice menținute în contact la o presiune

constantă se vor întrepătrunde reciproc pe o anumită adâncime (Baldan, 2012). Adâncimea de

întrepătrundere x poate fi calculată utilizând Legea lui Flick a difuziei (Ecuația 5.4).


46

Figura 5.6 Mecanismul difuziei (după Fourche, 1995)

a – inter-difuzia moleculelor adezivului, b – inter-difuzia moleculelor substraturilor

2/1

2exp t

RT

Ex

−

(5.4)

Unde:

E este energia necesară pentru activarea difuziei;

t reprezintă timpul de menținere în contact;

R este o constantă a gazului molar;

T este temperatura.

Conform lui Wake (1978), fundamentul acestei teorii este dat de compatibilitatea

termodinamică a elementelor sistemului. Inexistența acestei compatibilități, în cazul utilizării

elementelor CPAF îmbinate cu adezivi epoxidici, duce la scăderea intensității forțelor de atracție

și implicit, teoria difuziei moleculare devine inaplicabilă.

5.3 Caracterizarea suprafețelor straturilor suport și selectarea soluției

optime de tratament de suprafață

Selectarea unor soluții optime de tratament de suprafață a aderenților, în vederea

îmbunătățirii mecanismelor de legătură ce se dezvoltă la nivelul interfeței, reprezintă o etapă critică

în proiectarea unei îmbinări adezive pentru elemente CPAF. Această selecție presupune o

cunoaștere în detaliu a caracteristicilor suprafețelor suport și a influenței pe care acestea le au

asupra tipului și intensității legăturilor de adeziune.

În cazul elementelor CPAF, energia specifică la nivelul suprafeței este redusă, aspect ce

inhibă capacitatea de umectare a adezivilor. Din acest motiv, metodele de tratare a suprafețelor

materialelor compozite au ca scop principal creșterea energiei specifice (Satas, 1989). Elementele



47

CPAF obținute prin pultrudere prezintă o compatibilitate destul de ridicată cu marea majoritate a

adezivilor structurali, prin urmare tratarea suprafețelor se rezumă la atingerea a trei obiective

principale:

• îndepărtarea lacului protector de la suprafața elementelor (stratul component cu

energia specifică cea mai mică);

• creșterea rugozității și porozității (aplicată în cazul elementelor fără profil

predefinit);

• curățarea cu solvenți pentru îndepărtarea contaminanților (praf, uleiuri, ceruri,

reziduuri organice, reziduuri rezultate în urma fasonării) și protejarea cu folii termo-

contractibile.

Elementele CPAF pre-tratate au suprafețele pregătite în vederea adeziunii și sunt asigurate

de un strat protector ce trebuie îndepărtat înaintea aplicării adezivului. În anumite cazuri, stratul

protector poate fi realizat din diverse țesături (din fibre de sticlă sau carbon), dispuse bidirecțional.

Utilizând aceste țesături, se asigură o protecție sporită a suprafeței elementelor în timpul stocării

și manipulării (Kanerva și Saarela, 2013).

Dacă suprafețele elementelor CPAF nu sunt pre-tratate, se pot utiliza după caz atât

tratamente mecanice (șlefuiri și sablări), cât și diferite tratamente chimice, cum ar fi: sulfonare,

ardere și expunere la plasmă în condiții atmosferice (Parker și Waghore, 1982; Maeva et al, 2004;

Fernholz, 2010).

După finalizarea oricărui tratament, mecanic sau chimic, suprafețele elementelor CPAF vor

fi curățate de reziduuri chimice și mecanice, adezivi de protecție, solvenți sau oricare alte pete care

pot contamina adezivul. După Fernholz (2010), cea mai indicată tehnică de curățare constă în

ștergerea suprafeței cu lavete îmbibate în alcool isopropilic (IPA). Dacă suprafața de contact a

elementelor CPAF a fost contaminată cu reziduuri mecanice, a căror dimensiune medie este de

ordinul de mărime al nanometrilor, se recomandă utilizarea proceselor industriale de spălare pentru

asigurarea unei indice ridicat de curățenie.

Atât în cazul tratamentelor mecanice, cât și în cazul celor chimice, aplicate elementelor

CPAF, parametrii de control (intensitate jet, tip particule, compoziția agenților chimici, aciditate

și pH, ș.a.) sunt selectați în funcție de caracteristicile de suprafață. Se prezintă în continuare

rezultatele unui studiu microscopic, ce a vizat caracterizarea suprafețelor unor elemente CPAF cu

grad mare de utilizare în aplicațiile inginerești.


48

5.4 Studiul microscopic al suprafețelor elementelor CPAF

Intensitatea forțelor de adeziune dezvoltate între elementele CPAF și stratul de adeziv este

influențată în mod direct de pregătirea corespunzătoare a suprafețelor de aderare (Ungureanu et al,

2016). În funcție de tipul elementului compozit și de modul de fabricare a acestuia, se disting

următoarele posibilități (Hollaway și Teng; 2008, Bejan et al, 2010; Țăranu et al, 2013; Dima și

Frâncu, 2014):

• elemente compozite pultrudate cu suprafețe pre-tratate;

• elemente compozite pultrudate cu suprafețe netratate ce permit intervenții manuale

și mecanizate;

• elemente compozite pultrudate cu suprafețe netratate ce permit doar intervenții

manuale;

• elemente compozite realizate prin procedee manuale ce permit un număr limitat de

tratamente.

În vederea descrierii caracteristicilor de suprafață ale elementelor CPAF ce influențează în

mod direct fenomenul de aderență, s-a realizat un studiu microscopic pe 6 epruvete diferite (Fig.

5.7). Primele trei probe constau în elemente compozite polimerice armate cu fibre de sticlă

(CPAFS), pe când ultimele trei probe au fost confecționate din materiale compozite polimerice

armate cu fibre de carbon (CPAFC). Fiecare epruvetă a fost debitată utilizând o mașină de tăiat de

mare viteză (10000 RPM) echipată cu disc ranforsat de carbon. Dimensiunea plană a probelor este

de 30 mm x 30 mm. Pentru identificarea facilă a probelor și apelarea lor în secțiunea referitoare la

interpretarea rezultatelor, fiecărei probe i s-a atribuit un cod specific. Descrierea probelor și

codurile specifice de identificare sunt prezentate în tabelul 5.2 (Fiberline design manual, 2012;

Lamele Sika CarboDur – Fișa tehnică de produs, 2008; Sika CarboShear L – Product Data Sheet,

2014; Mapei Carboplate – Fișa tehnică de produs, 2008).

Figura 5.7 Epruvete: а) G1; b) G2; c) G3; d) C1; e) C2; f) C3



49

Tabel 5.2 Descrierea probelor

(Fiberline design manual, 2012; Lamele Sika CarboDur – Fișa tehnică de produs, 2008;

Sika CarboShear L – Product Data Sheet, 2014;

Mapei Carboplate – Fișa tehnică de produs, 2008)

Probă Cod Dimensiuni

[mm]

Profil compozit plat Fiberline G1 30x30

Profil compozit plat Fiberline cu model de

suprafață G2 30x30

CPAFS realizat prin procedeu manual G3 30x30

Sika CarboDur S512 CPAFC C1 30x30

Sika CarboShear L 4/20/50 CPAFC C2 30x30

Mapei Carboplate E170 CPAFC C3 30x30

5.4.1 Descrierea studiului experimental

Pentru studiul parametrilor ce caracterizează suprafața elementelor CPAF s-a utilizat un

microscop inversat XJP-6A, echipat cu o cameră foto de tip DV-2C (Fig. 5.8). Imaginile captate

de către camera microscopului au fost investigate utilizând programul de analiză metalografică

Material Plus Image Software. Premergător analizei microscopice, probele au fost debitate la

dimensiunea nominală și curățate cu solvenți.

Figura 5.8 Centrarea și focalizarea probei. Microscop inversat XJP-6A echipat cu cameră DV-2C


50

5.4.2 Gradul de omogenitate a suprafețelor elementelor CPAF

Gradul de omogenitate a elementelor CPAF poate fi caracterizat de către numărul și

dimensiunea medie a micro-fisurilor prezente la suprafața acestora. De asemenea, în cazul utilizării

tratamentelor de suprafață, numărul și dimensiunea micro-fisurilor pot oferi informații relevante

cu privire la gradul de abraziune (Ungureanu et al, 2017). Se consideră că suprafețele elementelor

CPAF utilizate în acest studiu sunt omogene, deoarece atât numărul, cât și dimensiunea medie a

micro-fisurilor sunt reduse (Tabelul 5.3). Imaginile surprinse de către camera microscopului,

pentru fiecare epruvetă în parte, sunt prezentate în figura 5.9.

Tabelul 5.3 Dimensiunile nominale ale micro-fisurilor în µm

Micro-fisuri L1 L2 L3 L4 L5 L6 L7

Epruvete

G1 817,066 766,44 433,197 722,348 982,665 977,464 1021,598

G2 173,764 131,579 192,123 181,598 153,198 184,886 574,028

G3 81,579 94,773 52,697 68,472 92,143 480,802 1021,91

C1 460,955 44,113 38,316 47,66 46,854 201,449 1750,065

C2 121,053 119,15 136,842 126,316 155,285 113,92 31,579

C3 844,753 847,385 855,267 828,952 676,316 681,579 602,632

Figura 5.9 Micro-fisuri localizate la suprafața probelor (100x):

а) G1; b) G2; c) G3; d) C1; e) C2; f) C3



51

5.4.3 Porozitatea elementelor CPAF

În vederea stabilirii valorii porozităților epruvetelor, în fiecare câmp de procesare, s-a utilizat

metoda prin analogie cu scara de intensități alb - negru (punct luminos - punct întunecat). Imaginile

captate de către camera microscopului prezintă zone luminoase, precum și zone întunecate.

Trecerea de la o zonă la alta se realizează cu un anumit gradient specific. Luând în calcul tipul de

lentilă folosită, intensitatea sursei de lumină și distanța de focalizare, programul Material Plus,

permite stabilirea unei scări alb - negru corespunzătoare profilului topografic al probei. Pentru

fiecare zonă ce prezintă elemente comune ca dimensiuni se atribuie o culoare, reliefându-se astfel

principalele câmpuri de procesare ale probei. După cum se poate observa din figura 5.10, trecerea

dintre regiuni se realizează cu un gradient redus în cazul probelor G1, G3 și C1, pe când în cazul

probelor G2, C2 și C3, trecerea este mult mai pronunțată, fapt datorat prezenței modelelor de

suprafață. Regiunile specifice, identificate pentru fiecare probă, sunt prezentate în figura 5.10.

Figura 5.10 Imagini procesate ale epruvetelor, corespunzător gradelor de porozitate și rugozitate:

а) G1; b) G2; c) G3; d) C1; e) C2; f) C3

Pentru fiecare epruvetă a fost determinat gradul de porozitate al fiecărei regiuni caracteristice

(câmp de procesare), (Tabelul 5.4). În acest sens, au fost atribuite fiecărei probe un număr de 10

puncte specifice de măsurătoare. Punctele de măsurătoare sunt localizate în centrul geometric al


52

regiunilor, precum și în imediata apropriere a zonelor de trecere dintre regiuni (Fig. 5.11).

Particulele ce sunt în contact cu punctul de măsurare au fost caracterizate prin monitorizarea

parametrilor privind: rotunjimea, volumul și diametrul. S-au înregistrat deviații nesemnificative

față de geometria sferică (maxim 0,009531 mm deviație în diametru și înălțime pentru proba C3).

Distribuția rugozităților medii pe suprafețele probelor sunt prezentate grafic în figura 5.12.

Tabelul 5.4 Porozitatea probelor [%]

Câmp F1 F2 F3 F4

Probă

G1 47.7 76.14 93.37 ---

G2 30.57 84.6 99.54 ---

G3 27.82 55.94 80.18 ---

C1 7.93 37.15 77.37 95.76

C2 14.02 57.84 98.72 ---

C3 71.86 --- --- ---

Figura 5.11 Regiunile specifice corespunzătoare valorilor maxime ale porozității și rugozității.

Localizarea punctelor de măsurătoare. а) G1; b) G2; c) G3; d) C1; e) C2; f) C3



53

Figura 5.12 Distribuția rugozității medii pe lungimea probelor:

а) G1; b) G2; c) G3; d) C1; e) C2; f) C3

5.5 Concluzii

Maximizarea forțelor de adeziune dintre elementele CPAF și adezivi reprezintă un proces

complex, ce presupune patru etape principale: selectarea unor materiale compatibile, care să

asigure criteriile de performanță impuse; studiul caracteristicilor de suprafață a elementelor CPAF

în vederea identificării metodei optime de tratament; prelucrarea și tratarea suprafețelor și crearea

condițiilor optime pentru întărirea (maturarea) adezivului.

Rezultatele obținute în urma studiilor microscopice și grafice prezentate în acest capitol, au

oferit date utilizate atât în studiile numerice privind optimizarea configurațiilor îmbinărilor adezive

(Capitolul 6), cât și în stabilirea unor metode optime de tratare a elementelor CPAF utilizate în

cadrul programului experimental (Capitolele 7 și 8). Astfel, pornind de la rugozitatea medie și

porozitatea determinată în cadrul acestui studiu, s-au efectuat diferite metode de tratare mecanică

a suprafețelor până la atingerea unor caracteristici optime pentru dezvoltarea fenomenului de

adeziune. De asemenea, valoarea rugozității medii a profilelor Fiberline (G1) a fost atribuită

factorului de penetrare a adezivului, pentru analiza numerică cu element finit a îmbinărilor.

PRINCIPII DE PROIECTARE A ÎMBINĂRILOR REALIZATE CU ADEZIVI

54

Capitolul 6

PRINCIPII DE PROIECTARE A ÎMBINĂRILOR

REALIZATE CU ADEZIVI

6.1 Introducere

Conlucrarea dintre materialele compozite polimerice armate cu fibre (CPAF) și cele

tradiționale (zidărie, beton, lemn, oțel, ș.a.) are un impact major asupra performanțelor îmbinărilor

adezive, atât în cazul aplicațiilor cu rol structural, cât și în cazul soluțiilor de consolidare.

Numeroase studii au fost efectuate în vederea fundamentării unor principii de proiectare, prin

intermediul cărora, să se obțină valori cu grad sporit de acuratețe și aplicabilitate pentru parametrii

definitorii ce caracterizează comportarea regiunilor de interfață dintre materialele compozite. Deși

metodele utilizate în elaborarea acestor principii de proiectare prezintă un grad mare de

variabilitate, în ansamblu, se bazează pe rezultate experimentale, pe analize numerice extinse, pe

extrapolări ale teoriei clasice de mecanica ruperii și pe metode combinate (utilizate în cazul

îmbinărilor adezive cu configurații geometrice complexe). În general, parametrii esențiali pentru

modelele analitice și numerice de conlucrare sunt:

• Forța capabilă ultimă;

• Lunecarea dintre elementele sistemului;

• Tensiunile tangențiale și normale ultime;

• Deformația specifică ultimă a adezivului;

• Lungimea efectivă de conlucrare;

• Energia interfacială de rupere.

6.2 Tipuri de îmbinări adezive

Utilizarea eficientă a elementelor structurale CPAF este condiționată și de selectarea corectă

a tipului de îmbinare adezivă. Îmbinările de rezistență ale elementelor CPAF asigură transferul

tensiunilor de la un element la altul sau la o parte a structurii. Se consideră că o îmbinare lucrează

eficient dacă preia o fracțiune cât mai mare din efortul capabil al elementului îmbinat. Chiar și în



55

cazul îmbinărilor de etanșeitate, caracteristicile geometrice pot cauza apariția unor tensiuni

secundare, ce trebuie luate în considerare în faza de proiectare. În figurile 6.1 și 6.2 sunt prezentate

cele mai uzuale tipuri de îmbinări adezive pentru elemente CPAF.

Selectarea tipului de îmbinare adezivă trebuie să urmărească diminuarea tensiunilor

reziduale și a celor secundare datorate discontinuităților geometrice. De asemenea, caracteristicile

geometrice ale îmbinărilor adezive trebuie să fie compatibile cu cele ale elementelor CPAF ce

urmează să fie îmbinate.

Figura 6.1 Tipuri curente de îmbinări adezive (Ebnesajjad, 2008)


56

Figura 6.2 Tipuri de îmbinări adezive de colț (Ebnesajjad, 2008)

• Cel mai utilizat tip de îmbinare adezivă este cel realizat prin suprapunere simplă

(l’Armee et al, 2016; Ayatollahi și Sahar, 2015; Ribeiro et al, 2016). Printre

avantajele acestei îmbinări se numără: ușurința în execuție, costul redus și controlul

facil al calității. Principalul dezavantaj al îmbinării prin suprapunere simplă este

dat de lipsa simetriei și implicit de introducerea unor stări de tensiuni suplimentare;

• Îmbinarea prin suprapunere dublă îndeplinește cerințe multiple, precum:

utilizarea eficientă a materialelor, preț redus, simetria încărcării și elasticitatea

îmbinării;

• Îmbinarea în pană sau îmbinarea cap la cap cu suprafețe de încleiere înclinate

presupune tăierea elementelor sub diferite unghiuri pentru creșterea suprafețelor de

lipire. Aria mărită a stratului de adeziv permite preluarea în condiții convenabile a

încărcărilor și distribuția eficientă a tensiunilor;

• Îmbinările în trepte sunt utilizate rareori, datorită costul ridicat de prelucrare al

materialelor. De asemenea, prin introducerea pragurilor se reduce la jumătate

capacitatea portantă a elementelor;

• Îmbinările cu margini teșite presupun costuri mărite de prelucrare a materialelor,

dar sunt superioare îmbinărilor prin suprapunere simplă sau dublă. Prin tăierea

elementelor sub diferite unghiuri, se previne apariția și dezvoltarea concentrărilor

de tensiuni normale.



57

6.3 Analiza stărilor de tensiuni din îmbinările adezive

În îmbinărilor adezive, tensiunile principale ce se dezvoltă de-a lungul stratului de adeziv

sunt tensiunile tangențiale și tensiunile normale (de cojire) (Fig. 6.3). Tensiunile tangențiale sunt

rezultatul forțelor ce acționează paralel cu stratul de adeziv, iar tensiunile normale sunt generate

de forțe perpendiculare pe stratul de adeziv (Haghani, 2016; Ungureanu et al, 2017).

Figura 6.3 Dezvoltarea tensiunilor tangențiale și normale (de cojire) în îmbinările adezive pentru


În cazul îmbinărilor adezive solicitate la tracțiune longitudinală, principala funcție a

adezivului este de a transfera încărcarea de la un aderent la altul. Astfel, adezivul este preponderent

solicitat la forfecare, iar valorile maxime ale tensiunilor tangențiale sunt atinse în zonele de capăt

ale regiunilor de conlucrare. Dacă se utilizează îmbinări prin suprapunere simplă, realizate între

elemente pultrudate CPAF de grosime și rigiditate considerabile, performanțele structurale sunt

dictate de mărimea tensiunilor de cojire. Analiza stării de tensiuni pentru diferite configurații ale

îmbinărilor adezive se poate realiza pe cale analitică sau cu programe de analiză numerică bazate

pe metoda elementului finit.

6.4 Studiul analitic al stării de tensiuni din îmbinările adezive

Modelele analitice de calcul descriu comportarea și relațiile care se stabilesc între tensiunile

tangențiale și tensiunile de cojire dintre două elemente, atașate prin intermediul unui adeziv (Stein

et al, 2016a; Abdi et al, 2016; Stein et al, 2016b). Aceste modele caracterizează comportarea

interfețelor dintre materialele compozite și adeziv, oferind informații, cu grad ridicat de acuratețe,


58

referitoare la forțele ultime și modurile specifice de cedare ale îmbinărilor adezive (Lupășteanu,

2016).

În cazul aplicațiilor cu adezivi pentru materiale tradiționale, betonul este cel ce a fost studiat

extensiv în vederea dezvoltării unor forme analitice de calcul, care să înglobeze toți parametrii

definitorii ai zonelor de interfață (Nabaka et al, 2001; Chen și Teng, 2001; Wu et al, 2002; Savioa

et al, 2003; Yuan et al, 2004; Lu et al, 2005; Țăranu et al, 2008; Țăranu et al, 2013). Pe baza

studiilor efectuate până în prezent, comportarea sistemelor adezive beton – compozit este direct

influențată de caracteristicile mecanice și elastice ale materialelor constituente, de mecanismul

specific de cedare și de modul în care se realizează transferul tensiunilor la nivelul interfețelor

(Neubauer și Rostasy, 1997; Oltean, 2011). Pentru aplicațiile adezive dintre elemente din beton și

produse CPAF, modul de cedare dominant se dezvoltă prin ruperea betonului la nivelul interfeței

cu adezivul, ca urmare a depășirii rezistențelor la întindere sau forfecare (Chajes et al, 1996; Yao,

2004; CNR - DT 200/R1, 2013). Acest aspect este confirmat și de prezența unui strat superficial

de beton pe suprafața elementul compozit desprins.

Modelele analitice de calcul dezvoltate pentru aplicațiile adezive dintre oțel și elemente

CPAF diferă în mod substanțial comparativ cu cele dedicate betonului, în principal datorită

modurilor de cedare distincte. Astfel, în cazul oțelului, rezistențele la întindere și la forfecare sunt

incomparabil mai mari față de cele ale betonului, iar tipologiile specifice de cedare se rezumă strict

la desprinderile elementului compozit în regiunile de interfață (Lupășteanu, 2016).

Tendința firească a celor care au analizat pentru prima dată conlucrarea dintre elemente

CPAF îmbinate adeziv a fost să testeze aplicabilitatea modelelor deja consacrate pentru

substraturile de oțel și beton. Deși caracterul anizotrop al elementelor CPAF și modurile de cedare

foarte variate fac imposibilă utilizarea ad litteram a modelelor analitice dezvoltate anterior pentru

cazul materialele tradiționale, s-a reușit totuși adaptarea unor formule teoretice, pentru configurații

geometrice simplificate (prin suprapunere simplă și dublă), realizate cu o paletă restrânsă de

materiale compozite.

6.4.1 Modelul Volkersen

Primul model teoretic de calcul al îmbinărilor realizate prin suprapunere simplă îi este

atribuit lui Volkersen, (Volkersen 1938; Cognard, 2006; Rodriguez et al, 2012; Ozera și Oz, 2012).

Acest model este numit și model de forfecare pură, “shear lag model”, deoarece se consideră că

adezivul este solicitat numai la forfecare. În realitate, starea de tensiuni este una complexă, datorită

excentricității sub care se încarcă îmbinarea. Forțele aplicate îmbinărilor realizate prin suprapunere

simplă nu sunt coliniare, ceea ce duce la apariția unui moment încovoietor combinat cu întindere.

Aderenții permit îmbinării să se rotească, ceea ce induce agravarea problemei de neliniaritate

geometrică. Datorită acestor considerente, rezultatele obținute aplicând modelul analitic Volkersen

nu reflectă fidel starea de tensiuni din îmbinările adezive realizate prin simplă suprapunere. Cu



59

toate acestea, modelul Volkersen este aplicabil îmbinărilor adezive realizate pentru lamele

compozite de grosimi reduse (maxim 1-2 mm), întrucât în cazul acestor configurații,

excentricitățile de aplicare a încărcării nu conduc la apariția unui moment încovoietor semnificativ

ca mărime.

Ulterior, această analiză a fost adaptată stării reale de tensiune a îmbinării realizate prin

suprapunere simplă, ținându-se cont de încovoiere, de tensiunile de forfecare și tensiunile normale

ale aderenților (Goland și Reisner 1944; Hart-Smith 1973a, b, 1983; Oplinger, 1994; Luo și Tong,

2007).

6.4.2 Modelul Goland - Reisner

Aprofundarea studiului inițiat de către Volkersen a fost realizată de Goland și Reisner prin

analiza deformațiilor rezultate din încovoierea aderenților și a deformațiilor transversale ale

adezivului, ca rezultat al tensiunilor din îmbinare (Goland și Reisner, 1944). Modelul inițial

Goland - Reisner a fost destinat analizei tensiunilor tangențiale și a tensiunilor de cojire pentru

îmbinările adezive dintre elemente realizate din materiale izotrope. Prima adaptare a modelului a

permis analiza îmbinărilor adezive pentru elemente anizotrope atașate în straturi subțiri (îmbinări

adezive pentru lamele din lemn), precum și analiza îmbinărilor de tip compozit - metal. Modelul

analitic de calcul al îmbinărilor de tip compozit - metal a stat la baza unei extrapolări ce permite

analiza tensiunilor pentru îmbinările adezive dintre elemente CPAF.

6.4.3 Modelele Hart - Smith

Modelele Hart - Smith sunt destinate analizei stării de tensiuni din îmbinările realizate prin

suprapunere simplă și dublă, între diferite tipuri de aderenți. Modelele Hart - Smith au fost

dezvoltate pe baza testelor de forfecare din tracțiune simplă și dublă și propun o formă analitică

de calcul a rezistenței de aderență plecând de la premisa că, în cele mai multe aplicații, lungimea

de conlucrare este mult mai mare decât cea optimă (Hart - Smith, 1973a, b).

Răspunsul structural al îmbinării este evaluat prin corelarea stării de tensiuni - deformații

specifice cu unul din cele trei modele caracteristice (Fig. 6.4). Se consideră astfel că, aria totală

delimitată de către curba tensiuni - deformații specifice, obținută pe baza modelului Hart - Smith

este egală cu cea corespondentă stării reale de tensiuni - deformații specifice a adezivului. După

cum poate fi observat în figura 6.4 , majoritatea transferului de eforturi este realizată în regiunea

neliniară (elastic - plastic, plastic), iar în cazul adezivilor ductili, regiunea liniară a curbei poate fi

neglijată.


60

Figura 6.4 Curbele tensiuni - deformații specifice pentru modelul analitic Hart – Smith

(după Hollaway, 1990)

Comparativ cu formele analitice precedente, modelele Hart - Smith permit selectarea

aderenților realizați din materiale diferite (i.e. CPAF de sticlă, de carbon, aramidice, ș.a.), precum

și utilizarea adezivilor care prezintă comportare neliniară și deformații specifice mari. Principalul

dezavantaj al acestor modele analitice este dat de faptul că nu permit analiza tensiunilor pe

grosimea stratului de adeziv. Prin utilizarea anumitor modele analitice (Allman, 1977; Chen,

1983), se poate determina variația tensiunilor pe grosimea stratului de adeziv, cu o precizie

ridicată. Aceste modele sunt însă bazate pe analize matematice de ordin superior, fiind prin urmare,

greu de aplicat în proiectare.

6.5 Analiza pe cale numerică a stării de tensiuni din îmbinările adezive

Principalul avantaj al analizei numerice bazate pe metoda elementului finit constă în

posibilitatea obținerii răspunsului structural pentru orice tip de configurație geometrică a

îmbinărilor adezive și orice tip de materiale constituente (Barbero, 2014). Spre deosebire de

modelele analitice, analizele numerice folosesc în general un model tridimensional ce ține cont de

următoarele aspecte:

• Tipurile de încărcări la care este solicitată îmbinarea;

• Condițiile de rezemare;

• Posibilitatea apariției deplasărilor mari;

• Neconcordanțele de rigiditate între elementele constituente ale îmbinării;

• Magnitudinea tuturor eforturilor rezultate în îmbinare;

• Alte caracteristici ce țin de comportarea de ansamblu a îmbinării.



61

Calculul îmbinărilor adezive bazat pe metoda elementului finit poate fi structurat pe trei

nivele și anume:

• Date de intrare;

• Modelul de element finit;

• Date de ieșire / Analiza datelor.

Primul nivel este definit de trei sub-nivele independente:

• Proprietățile materialelor;

• Modelul geometric tridimensional;

• Încărcări și condiții de rezemare.

În cadrul primului sub-nivel sunt introduse datele referitoare la caracteristicile fizice și

mecanice ale elementelor îmbinării (densitate, moduli de elasticitate, coeficienții lui Poisson,

rezistențele mecanice la întindere, compresiune, forfecare, etc). În această fază, se pot utiliza și

date obținute pe cale experimentală, prin testarea uni și bi-direcțională a materialelor componente

ale îmbinării. În general, datele experimentale sunt utilizate pentru definirea comportării

materialelor în domeniul plastic.

Cel de al doilea sub-nivel constă în crearea modelului tridimensional. La baza modelului

tridimensional stau elementele geometrice unitare. Aceste elemente poartă numele de primitive

shapes și permit modificări ale caracteristicilor geometrice în vederea adaptării la configurația

dorită. Tot în cadrul celui de al doilea sub-nivel se definesc parametrii de poziție și conectivitate

pentru fiecare element geometric unitar.

Al treilea sub-nivel constă în definirea condițiilor de rezemare și încărcare ale modelelor.

Programele de analiză numerică bazate pe metoda elementului finit folosesc, de regulă, ca

elemente de referință pentru suprafață forme dreptunghiulare și triunghiulare, ce satisfac problema

elasticității plane. Prin utilizarea acestor elemente, se oferă posibilitatea de a introduce vectorul

de tensiuni ca grade de libertate. Fiecare element utilizat posedă 6 grade de libertate pentru fiecare

nod, singura limitare fiind dată de nivelul de complexitate al interfeței.

Cel de-al doilea nivel constă în discretizarea modelului tridimensional. Rezoluția rețelei de

discretizare este stabilită în funcție de parametrii de conectivitate ai elementelor geometrice

unitare, astfel încât datele de ieșire să nu fie afectate. Pentru elementele rețelei se pot utiliza după

caz forme dreptunghiulare, triunghiulare sau tetraedrice. În cazul în care modelul tridimensional

utilizează corpuri distincte, atașate între ele prin diferite tipuri de contact (cu sau fără frecare, sudat,

lipit, rezemat), se recomandă îndesirea rețelei la nivel interfeței dintre acestea (Barbero, 2014).

Pentru anumite zone susceptibile apariției concentrărilor de tensiuni se pot utiliza puncte specifice

de monitorizare a stării de tensiuni - deformații specifice cunoscute sub numele de probe

measuring points. De asemenea, în zonele monitorizate este recomandată îndesirea rețelei de


62

discretizare, precum și stabilirea unei zone adiacente (smooth transition region), de trecere gradată

la dimensiunea și forma elementelor primare de discretizare. În acest mod, se evită apariția

discontinuităților între elementele rețelei.

În cadrul ultimului nivel, se realizează colectarea și analiza datelor de ieșire. După caz, datele

de ieșire pot fi reprezentate grafic sau sub forma hărților de tensiuni, deformații, deplasări, etc. În

cazul în care se obțin date neconcludente sau date contrare celor obținute pe cale experimentală,

se va proceda după următoarea schemă (Fig. 6.5):

Figura 6.5 Schemă logică de procesare a datelor, specifică analizelor numerice bazate pe metoda

elementului finit



63

6.6 Calculul îmbinărilor adezive pe baza modelelor analitice și numerice și a

programelor experimentale

Există patru proceduri ce pot fi aplicate în proiectarea unei îmbinări adezive pentru elemente

CPAF, și anume:

• Procedura simplificată;

• Procedura bazată pe încercări;

• Modelarea și analiza numerică bazată pe metoda elementului finit;

• Procedura extinsă (riguroasă).

În procedura simplificată se folosesc bazele de date experimentale existente, în scopul

determinării unor caracteristici geometrice și mecanice, aplicabile în faza preliminară de proiectare

a oricărui tip de îmbinare adezivă. Procedura prin încercări poate fi utilizată în cazul unui număr

restrâns de configurații ale îmbinărilor adezive, pentru care se cunosc proprietățile fizice și

mecanice ale elementelor constituente. Pe de altă parte, procedura extinsă (bazată pe programe

experimentale) și metodele bazate pe analiza cu element finit pot fi aplicate în majoritatea

tipologiilor de îmbinări adezive ale elementelor CPAF.

În aplicațiile structurale ale îmbinărilor adezive există o inter-relaționare între materialele ce

sunt conectate, starea de tensiuni a îmbinării și tipul de îmbinare ales. În cazul utilizării metodei

extinse, este necesară identificarea de către proiectanți a locului de inițiere a cedării și a modului

de cedare specific. Există însă dificultăți în procesul de corelare a datelor obținute prin testarea

îmbinărilor, unde se induce cedarea adezivului și datele necesare proiectării îmbinărilor

structurale, unde obiectivul este acela de a preveni cedarea adezivului. Așadar, în procesul de

proiectarea a îmbinărilor adezive se urmăresc următoarele aspecte cheie:

• identificarea modurilor de cedare specifice;

• obținerea pe cale experimentală a caracteristicilor mecanice ale îmbinării și ale

elementelor componente;

• verificarea datelor pe baza analizei cu element finit;

• aplicarea modelelor analitice în vederea stabilirii capacității portante a îmbinării.

Îmbinările adezive se proiectează luându-se în calcul o distribuție a forțelor interne și a

momentelor cât mai rațional posibilă. Fiecare element component al îmbinării trebuie să fie capabil

să preia eforturi, iar deformațiile datorate distribuției eforturilor trebuie să fie compatibile cu

capacitatea portantă a elementelor. De asemenea, în proiectarea oricărei îmbinări adezive trebuie

avute în vedere condițiile:

• să nu se depășească rezistența la forfecare ultimă a adezivilor;

• să nu se depășească rezistența la întindere ultimă a aderenților;


64

• să nu se depășească valoarea maximă admisă a tensiunilor normale din adeziv.

6.6.1 Proiectarea îmbinărilor realizate prin suprapunere simplă

Dacă aderenții sunt de același tip, variația tensiunii tangențiale poate fi aproximată utilizând

ecuația 6.1 (cu notațiile din Fig. 6.6).

−++= )1(

4

3tan)31(

8k

t

xck

t

l

bl

P (6.1)

unde:

• t reprezintă grosimea aderenților;

• b este lățimea aderenților;

• k este un coeficient ce ține cont de deplasarea aderenților;

• 1/2

8 a

a

tG

E t

=

;

• Ga este modulul de elasticitate la forfecare al adezivului;

• E este modulul de elasticitate (axial) al aderenților;

• ta reprezintă grosimea adezivului.

Figura 6.6 Notații pentru îmbinarea prin suprapunere simplă

În cazul în care se utilizează adezivi aplicați în strat subțire (sub 1 mm) și aderenți rigizi,

efectul adițional al momentului încovoietor poate fi neglijat (Ecuația 6.2).

+

−−=

)2/cos(

)sin(

)2/sin(

)cos(

2 2211

1122

cl

cx

cl

cx

b

pc

tEtE

tEtE

(6.2)

Unde:

l este lungimea de conlucrare;

E1, E2 sunt modulii de elasticitate ai aderenților;



65

t1, t2 reprezintă grosimile aderenților;

2/1

2211

112

+=

tEtEt

G

a

ac

6.6.2 Proiectarea îmbinărilor în straturi sau cu eclise duble

În cazul îmbinărilor în straturi, tensiunea tangențială maximă se calculează utilizând ecuația

6.3 (cu notațiile din Fig. 6.7):

+=

)cos(

)sin(

)sin(

)cos(

4max

c

c

c

cP fk

(6.3)

Unde:

Pk este forța caracteristică pe unitate de lungime;

Ω are valoarea cea mai mare dintre: (1-Ψ)/(1+Ψ) și (Ψ-1)/(1+Ψ);

0 0

;2

i iE t

E t =

2/1

2211

212

+=

tEtEt

G

a

a

2

lc

=

.

Figura 6.7 Notații pentru îmbinarea prin suprapunere dublă


66

6.6.3 Considerente generale aplicate în proiectarea îmbinărilor adezive

Cerințele ce trebuie satisfăcute în proiectarea unei îmbinări adezive sunt:

• Tensiunea tangențială maximă calculată pentru stratul de adeziv trebuie să nu

depășească valoarea tensiunii tangențiale ultime a adezivului:

τ0,max≤τ0,ultim

• Tensiunea de cojire maximă calculată pentru stratul de adeziv trebuie să nu

depășească valoarea tensiunii ultime de cojire a adezivului:

σ0,max≤σ0,ultim

• Tensiunile maxime calculate pe direcția normală a aderenților trebuie să nu

depășească valoarea tensiunilor ultime de întindere pe direcție transversală a

aderenților:

σ0,max≤σz,ultim

Se prezintă în continuare rezultatele a două studii de caz, realizate în vederea stabilirii

gradului de precizie atins prin aplicarea a diferite modele analitice și numerice, respectiv pentru

stabilirea unor parametri geometrici optimi ai îmbinărilor prin suprapunere simplă. Tipologiile

geometrice utilizate în cadrul acestor studii de caz coincid cu cele selectate pentru programul

experimental descris în cadrul capitolelor 7 și 8. Astfel, datele prezentate în cadrul secțiunii

următoare au servit în faza de proiectare a programului experimental, la selectarea configurațiilor

și la stabilirea modului de instrumentare a epruvetelor.

6.7 Studiu comparativ între metodele analitice și metodele numerice aplicate

în vederea obținerii răspunsului structural al îmbinărilor adezive

În această secțiune, se prezintă un studiu de caz, realizat în vederea stabilirii gradului de

precizie atins prin aplicarea a diferite modele analitice de calcul, precum și a metodelor numerice.

Configurațiile propuse pentru acest studiu includ: îmbinarea realizată prin suprapunere simplă

(SLJ – single lap joint) și îmbinarea cu aderenți rigizi (TAJ – thick adherents joint). Ambele

configurații sunt realizate utilizând profile compozite polimerice armate cu fibre de sticlă (CPAFS)

Fiberline (Fiberline, 2012) și adeziv structural epoxidic bi-component Sikadur30 (Fișa tehnică de

produs, Sikadur30, 2014). Profilele compozite Fiberline sunt realizate prin procesul de pultrudere

și utilizează fibre de sticlă și rășină poliesterică izoftalică.

Proprietățile fizice și mecanice ale profilelor, respectiv a adezivului sunt prezentate în

tabelele 6.1 – 6.3.



67

Tabelul 6.1 Profile compozite plate – Caracteristici elastice (Fiberline, 2012)

Tip

Modul de

elasticitate

longitudinal (valoare medie)

[N/mm2]

Modul de

elasticitate

transversal (valoare medie)

[N/mm2]

Modul de

elasticitate la

forfecare (valoare medie)

[N/mm2]

Coeficientul

lui Poisson,

0°-90°

Coeficientul lui

Poisson,

90°-0°

Profil

plat

Fiberline

23000 8500 3000 0,23 0,09

Tabelul 6.2 Profile compozite plate – Rezistențe mecanice (Fiberline, 2012)

Tip

Rezistență la

tracțiune, 0°

[N/mm2]

Rezistență la

tracțiune, 90°

[N/mm2]

Rezistență la

compresiune, 0°

[N/mm2]

Rezistență la

compresiune, 90° [N/mm2]

Profil

plat

Fiberline

240 50 240 70

Tabelul 6.3 Adezivi (Fișă tehnică de produs Sikadur 30, 2014)

Tip

adeziv

Densitate

[kg/l]

(amestec)

Rezistență la

compresiune,

fc,adh

[N/mm2]

(7 zile, +100)

Rezistență la

tracțiune, ft,adh

[N/mm2]

(7 zile, 150C)

Modul de

elasticitate,

Eadh

(static)

[N/mm2]

Deformație

specifică la

rupere,

εu,adh

Sikadur

30 1,65 70-80 25-28 12800 1%

6.7.1 Caracteristicile geometrice ale îmbinărilor analizate

Caracteristicile geometrice ale îmbinărilor adezive constituie un factor determinant, atât în

cadrul studiului pe cale analitică, cât și pentru analizele numerice bazate pe metoda elementului

finit. Din acest motiv, pentru acest studiu de caz, se propune un spectru larg de configurații

geometrice, compuse din combinații între lungimea de conlucrare (70 mm, 100 mm, 150 mm) și

grosimea stratului de adeziv (1 mm, 2 mm, 3 mm). Pentru a fi identificate cu ușurință, fiecărui

model i se atribuie un cod nominal de identificare (Tabelul 6.4).

Pentru analiza numerică, s-au utilizat puncte specifice de măsurare și monitorizare a

tensiunilor și deformațiilor specifice, localizate la nivelul interfeței superioare adeziv – aderent.

Fiecărui model i s-au atribuit trei serii de puncte de monitorizare, după cum urmează: două serii

localizate în zona capetelor libere a lungimii de conlucrare și o serie localizată în zona de mijloc a


68

îmbinării (Fig. 6.8). Pentru reprezentarea grafică a distribuției tensiunilor, de-a lungul stratului de

adeziv, s-au utilizat punctele M1 – M6, rezultate din media aritmetică a fiecărui set de trei puncte

consecutive, dispuse transversal la nivelul interfeței. S-a asigurat în acest mod, obținerea unor

rezultate valide pentru toată aria de conlucrare a îmbinării.

Figura 6.8 Modele geometrice: a) Îmbinarea realizată prin suprapunere simplă b) Îmbinarea cu aderenți

rigizi - dimensiuni în mm (figurile nu respectă scara)

Pentru fiecare model, distanța dintre două puncte consecutive de monitorizare este constantă

(10 mm). Astfel, 24 de puncte specifice de monitorizare au fost utilizate pentru modelele S1-1(2,

3); T1-1(2, 3), 33 de puncte specifice de monitorizare pentru modelele S2-1(2, 3); T2-1(2, 3),

respectiv 48 de puncte specifice de monitorizare pentru modelele S3-1(2, 3); T3-1(2, 3).

Tabelul 6.4 Caracteristicile geometrice ale modelelor

Model Tip Lungimea de

conlucrare

[mm]

Grosimea stratului

de adeziv

[mm]

S1-1(2, 3) SLJ 70 1, 2, 3

S2-1(2, 3) SLJ 100 1, 2, 3

S3-1(2, 3) SLJ 150 1, 2, 3

T1-1(2, 3) SLJ 70 1, 2, 3

T2-1(2, 3) SLJ 100 1, 2, 3

T3-1(2, 3) SLJ 150 1, 2, 3

a) b)



69

6.7.2 Studiul distribuției tensiunilor pe cale analitică

Analiza modelelor pe cale analitică a fost realizată utilizând modelul teoretic Goland -

Reisner (Oplinger, 1994; Wu et al, 1997; Groll și Țăranu, 2003; Luo și Tong, 2007) pentru

îmbinarea realizată prin simplă suprapunere, respectiv modelul teoretic dezvoltat în concordanță

cu standardul D3165 pentru îmbinarea cu aderenți rigizi (Yang et al, 2003; ASTM D3165, 2014).

Modelul analitic Goland - Reisner permite analiza distribuției tensiunilor tangențiale și

normale dezvoltate de îmbinările realizate prin suprapunere simplă. Pentru analiza tensiunilor

tangențiale, dezvoltate în stratul de adeziv, se utilizează ecuația 6.4.

( )a

aultim

Et

tGk 831

80 +

(6.4)

Unde:

t

dP fk = ;

)sinh()cosh(22)cos()sinh(

)sinh()cosh(

2121

12

cuLucuLu

Lucuk

+= ;

21 22 uu = ;

Etu

)1(3

2

1 22 −= ;

Pk – Forța pe unitate de lungime [N/m];

υ – Coeficientul lui Poisson pentru adeziv;

Ga – Modulul de elasticitate la forfecare al adezivului [MPa];

E – Modulul de elasticitate al aderenților [MPa];

2

Lc = [mm];

L – lungimea de conlucrare [mm];

ta – grosimea stratului de adeziv [mm];

t – grosimea aderenților [mm];

γf – deformația specifică ultimă a adezivului.

În cazul modelului analitic bazat pe specificațiile standardului ASTM D3165, se consideră

că aderenții au o comportare liniar elastică, iar stratul de adeziv lucrează în domeniul elasto –


70

plastic, respectând criteriul von Mises (Yang et al, 2003; ASTM D3165, 2014). În acest sens,

pentru fiecare model s-au localizat trei zone de interes, după cum urmează:

• Aria de conlucrare – zonă cu comportare plastică;

• Două zone adiacente ariei de conlucrare cu comportament elastic.

Răspunsul structural al îmbinărilor adezive cu aderenți rigizi, specific zonei plastice, poate

fi caracterizat utilizând ecuația 6.5:

zxx

E

+−

−+ )1(

)1)(1(;

( )zxy

E

+

−+

)21)(1(;

zxz

E

)1(

)21)(1(−+

−+ ;

3

yield

pxz

=

(6.5)

Unde:

E – Modulul de elasticitate al adezivului [MPa];

υ – Coeficientul lui Poisson pentru adeziv;

σ – tensiunile din stratul de adeziv [MPa];

σyield – limita de curgere a adezivului [MPa];

ε – deformații specifice pentru adeziv [mm/mm].

6.7.3 Analiza numerică bazată pe metoda elementului finit

Analiza numerică a modelelor a fost realizată utilizând programul de calcul cu element finit

Ansys Workbench (ANSYS Workbench user’s guide, 2009). Modelele tridimensionale atribuite

îmbinărilor realizate prin suprapunere simplă sunt compuse din trei forme primare, pe când cele

atribuite îmbinărilor cu aderenți rigizi constau în șapte forme primare. Fiecărei forme geometrice

primare i-au fost definiți parametrii de conectivitate corespunzători tipului de îmbinare ales.

Modelele tridimensionale finale au fost discretizate utilizând elemente finite triunghiulare, cu

dimensiuni de 0,2 - 1 mm pentru stratul de adeziv, respectiv elemente finite dreptunghiulare, cu

dimensiunea maximă de 2 mm, pentru aderenți.

Pentru zona de conlucrare s-a utilizat o discretizare fină. Nivelul de îndesire al discretizării

a fost setat la 0.1, însemnând limitarea dimensiunii maxime a elementului finit la 0,1 mm. S-au

utilizat de asemenea, zone tampon dispuse între regiunile cu elemente de discretizare de

dimensiuni diferite. În acest mod, trecerea dintre regiuni se realizează cu un gradient redus și se



71

evită riscul apariției punctelor de discontinuitate între elementele discretizării. Profilele compozite

Fiberline au fost definite ca materiale ortotrop, iar adezivul a fost modelat ca material izotrop,

ambele materiale având comportare liniar elastică.

În urma studiului microscopic, prezentat în capitolul precedent, s-au determinat

caracteristicile suprafețelor profilelor Fiberline, utilizate în cadrul analizei numerice a îmbinărilor.

Se evidențiază astfel următoarele aspecte urmărite pe parcursul realizării modelelor numerice:

• Regiunea de contact selectată – bonded contact;

• Parametrul definitoriu al punctelor de ancoraj – pure penalty formulation;

• Determinarea punctelor de contact în profunzimea profilelor – nodal points where

the normal axis is perpendicular to the plane of the contact surface;

• Factorul de penetrare al adezivului – Penetration factor – 0,0943 mm.

6.7.4 Rezultate

Atât rezultatele obținute pe cale analitică, cât și cele generate de analiza numerică

demonstrează că stratul de adeziv este solicitat predominant la forfecare în cazul ambelor tipologii

de îmbinări. Cu toate acestea, se pot observa concentrări semnificative de tensiuni localizate în

zona de capăt a stratului de adeziv pentru modelele corespunzătoare seriei S1 (modelele cu

lungimea de conlucrare de 70 mm), (Fig. 6.7b). În cazul modelelor TAJ și SLJ având lungimea de

conlucrare de 100 mm, respectiv 150 mm, influența tensiunilor normale asupra răspunsului

structural al îmbinării este neglijabil. Din acest motiv, în acest studiu se prezintă grafic și se

analizează doar distribuțiile tensiunilor tangențiale.

Distribuțiile tensiunilor tangențiale în lungul stratului de adeziv pentru îmbinările prin

suprapunere simplă sunt reprezentate grafic în figurile 6.11 – 6.13. Reprezentările grafice surprind

atât valorile obținute pe cale numerică pentru punctele de monitorizare, cât și cele obținute pe cale

analitică.

Distribuțiile tensiunilor tangențiale, a tensiunilor normale și a tensiunilor von Misses pentru

modelul S1-1 încărcat cu o forță de 1000 N sunt prezentate în figura 6.9. Compararea valorilor

tensiunilor tangențiale, obținute pe cale analitică și numerică este prezentată în figurile 6.10a și b.


72

Figura 6.9 Harta distribuției tensiunilor a) tangențiale; b) de cojire, c) von Mises în stratul de adeziv

pentru modelul S1-1 [MPa]

Figura 6.10 Distribuția tensiunilor tangențiale în stratului de adeziv pentru modelul S1-1 obținută:

a) pe cale analitică; b) pe baza analizei numerice

Figura 6.11 Distribuția tensiunilor tangențiale în stratului de adeziv pentru:

a) S1-1; b) S1-2; c) S1-3


a) S2-1; b) S2-2; c) S2-3



73


a) S3-1; b) S3-2; c) S3-3

Valorile ultime ale tensiunilor normale, înregistrate în cazul configurațiilor TAJ, sunt mai

mici în comparație cu cele înregistrate pentru configurațiile SLJ. Această diminuare este

înregistrată pentru toate seriile analizate, incluzând și modelele cu lungimea de conlucrare de 70

mm. Distribuțiile tensiunilor tangențiale, tensiunilor normale și a tensiunilor von Misses pentru

modelul T1-1 încărcat cu o forță de 1000 N sunt prezentate în figura 6.14.

Figura 6.14 Harta tensiunilor în stratul de adeziv a) tangențiale; b) de cojire c) von Misses pentru

îmbinarea cu aderenți rigizi T1-1 [MPa]

Distribuțiile tuturor componentelor stării de tensiuni pentru modelul T1-1, evaluate atât pe

cale analitică, cât și numerică sunt prezentate în figura 6.15. Comparația dintre distribuțiile

tensiunilor tangențiale și normale evaluate prin intermediul metodelor analitice și numerice este

prezentată în figura 6.16. Distribuțiile tensiunilor tangențiale de-a lungul stratului de adeziv pentru

modelele TAJ, evaluate atât pe cale analitică, cât și pe cale numerică sunt reprezentate grafic în

figurile 6.17 – 6.18.


74

Figura 6.15 Distribuția tensiunilor în stratul de adeziv pentru modelul T1-1 obținută:

a) pe cale analitică; b) pe baza analizei numerice

Figura 6.16 Comparație între rezultatele analitice și cele numerice - Distribuția tensiunilor în lungul

zonei de îmbinare pentru modelul T1-1

a) tensiuni tangențiale; b) tensiuni de cojire

Figura 6.17 Distribuției tensiunilor tangențiale în stratul de adeziv conform analizei numerice (ANSYS):

a) T1-1(2, 3); b) T2-1(2,3); c) T3-1(2, 3)



75

Figura 6.18 Distribuția tensiunilor tangențiale în stratul de adeziv conform modelul analitic:

a) T1-1(2, 3); b) T2-1(2,3); c) T3-1(2, 3)

6.8 Optimizarea parametrilor constructivi ai îmbinărilor adezive pentru


Cea mai utilizată configurație în cazul îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate din

CPAF este cea prin suprapunere simplă. Acest tip de îmbinare se remarcă prin ușurința în execuție

și prin existența unui domeniu larg de aplicabilitate. Distribuția tensiunilor în cazul îmbinărilor

prin suprapunere simplă este influențată de două aspecte specifice. Primul face referire la grosimea

aderenților și a stratului de adeziv, aspect ce determină mărimea tensiunilor normale (de cojire),

iar cel de al doilea aspect vizează variația tensiunilor și concentrarea acestora în zona de capăt a

lungimii de conlucrare.

În vederea optimizării răspunsului structural al îmbinării adezive, prin reducerea

concentratorilor de tensiuni, au fost realizate până în prezent atât studii prin modelări numerice,

cât și experimentale (Tsai și Morton, 1995; Rispler et al, 2000; Kilic, 2006; Vallee et al, 2010;

Akpinar et al, 2013). S-a constatat astfel că prelucrarea și fasonarea corespunzătoare a

extremităților stratului de adeziv poate induce atât diminuarea tensiunilor tangențiale, cât și a celor

normale. Printre cele mai uzuale metode de fasonare a extremităților stratului de adeziv, se numără:

șanfrenarea (execuția unei fațete oblice) și rotunjirea (execuția unei fațete convexe) (Vallee și

Keller, 2006; Vallee et al, 2009).

În vederea determinării regiunilor susceptibile apariției concentratorilor de tensiuni și pentru

diminuarea ordinului de mărime a acestora, se prezintă rezultatele unui studiu numeric realizat

prin intermediul programului de analiză numerică Ansys Worckbench (ANSYS Workbench user’s

guide, 2009). Pentru analiza numerică s-au utilizat îmbinări compuse din elemente CPAFS și

adeziv structural epoxidic, bi-component. Caracteristicile fizice și mecanice ale materialelor

coincid cu cele ale elementelor compozite structurale, plate, realizate de către Fiberline (Fiberline

design manual, 2012), respectiv a adezivului epoxidic bi-component Sikadur30 (Sikadur30 – Fișa

tehnică de produs, 2014), și au fost prezentate pe larg în studiul precedent (secțiunea 6.7).


76

6.8.1 Caracteristicile geometrice ale îmbinărilor studiate

Pentru studiul numeric s-au utilizat îmbinări adezive realizate prin suprapunere simplă. În

scopul comparării rezultatelor se propune o configurație de referință. Dimensiunile acestei

configurații sunt: 2 mm grosimea stratului de adeziv (ta), 6 mm grosimea substraturilor (ts), 170

mm lungime totală, 25 mm lățimea profilelor compozite și 70 mm lungimea de conlucrare. De

asemenea, pentru a fi cu ușurință identificate și apelate în compararea rezultatelor, fiecărei

configurații utilizate i s-a atribuit un cod specific (Tabel 6.5). Caracteristicile geometrice ale

îmbinărilor studiate sunt prezentate în figura 6.19.

Tabelul 6.5 Notații modele geometrice

Cod Descriere

NSP Geometrie de referință

SP15 15° canelură triangulară



Figura 6.19 Caracteristicile geometrice ale modelelor (dimensiuni în mm)

6.8.2 Conceperea modelelor numerice

Pentru determinarea răspunsului structural al îmbinărilor testate la tracțiune, s-a utilizat

programul Ansys Worckbench (ANSYS Workbench user’s guide, 2009). Profilele compozite plate

Fiberline au fost modelate ca materiale ortotrope, ce au o comportare liniar - elastică, iar adezivul

ca material liniar - elastic, izotrop (Ungureanu et al, 2017).



77

Fiecare model tridimensional este compus din trei corpuri geometrice paralelipipedice.

Fiecărei forme elementare, i s-au atribuit parametrii specifici de formă și conectivitate pentru a

corespunde modelului real. Modelele geometrice finale au fost discretizate utilizând elemente

finite dreptunghiulare pentru profilele CPAFS, respectiv elemente finite triunghiulare pentru

stratul de adeziv. Două nivele de îndesire a discretizării au fost atribuite modelelor tridimensionale.

Primul nivel corespunde stratului de adeziv și constă în utilizarea elementelor finite având

dimensiunea maximă de 1 mm, iar cel de-al doilea nivel corespunde muchiilor stratului de adeziv

și zonei de canelură și constă în utilizarea elementelor finite cu dimensiunea maximă de 0,1 mm.

S-a urmărit utilizarea unei zone tampon, denumită ”smooth transition region”, pentru trecerea

dintre diferite elemente și regiuni ale discretizării. Modelele au fost încărcate prin aplicarea a două

forțe de întindere de 5 kN, dispuse simetric la cele două capete. Caracteristicile constructive ale

modelelor tridimensionale și condițiile de încărcare sunt prezentate în figurile 6.20 și 6.21.


Figura 6.21 Condiții de încărcare

6.8.3 Rezultate

Analiza numerică a urmărit în primă fază distribuția tensiunilor pentru îmbinarea cu

caracteristicile geometrice de referință (muchia adezivului nefasonată). Scopul acestui studiu a

constat în obținerea unor valori de raportare pentru îmbinările optimizate (îmbinările ce prezintă

canelură). Rezultatele analizei arată că, atât distribuția tensiunilor tangențiale, cât și distribuția

tensiunilor normale, de-a lungul stratului de adeziv sunt simetrice față de mijlocul lungimii de

conlucrare și prezintă valori maxime în zona de capăt a acesteia. Cu toate acestea, distribuția

tensiunilor pe grosimea stratului de adeziv prezintă neregularități, valorile obținute nefiind astfel

potrivite spre a fi utilizate ca elemente de referință. Din acest motiv, s-au utilizat doar valorile

tensiunilor obținute la nivelul superior al interfeței adeziv - aderent. Diagramele distribuției

tensiunilor tangențiale sunt prezentate în figurile 6.22 - 6.29. Comparația rezultatelor este

reprezentată grafic în figurile 6.30 și 6.31.


78

Figura 6.22 Modelul NSP – Tensiuni tangențiale [MPa]

Figura 6.23 Modelul NSP – Tensiuni normale [MPa]





79






80

Figura 6.30 Distribuția tensiunilor tangențiale

Figura 6.31 Distribuția tensiunilor normale

6.9 Concluzii

Studiile efectuate în vederea elaborării unor modele analitice de calcul a îmbinărilor adezive

pentru elemente pultrudate din CPAFS prezintă un fundament comun deoarece, se bazează pe

extrapolarea modelelor teoretice dezvoltate pentru interfețe compozit – material tradițional (beton,

lemn, oțel, zidărie, ș.a.), prin utilizarea rezultatelor unor programe experimentale proprii. Din

punct de vedere cronologic, se observă că modelele teoretice pentru interfețele compozit –

compozit, s-au perfecționat în timp, astfel ca, pentru anumite configurații, este posibilă evaluarea

tuturor componentelor stării de tensiuni și deformații specifice prin intermediul unui singur model



81

analitic. Cu toate acestea, nu există încă un model analitic care să acopere toată paleta de produse

CPAF și adezivi și cu ajutorul căruia să se poată evalua răspunsul structural complet.

Pe baza modelelor analitice propuse până în prezent, se poate concluziona că parametrii

specifici îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate din CPAF sunt: lungimea de conlucrare,

tensiunile tangențiale și normale, deformațiile specifice în stratul de adeziv, lunecarea și forța

ultimă. Pentru verificarea preciziei modelelor analitice în evaluarea acestor parametri, s-a efectuat

un studiu comparativ cu modelele numerice (secțiunea 6.7). Pe baza acestui studiu, se pot face

următoarele aprecieri:

• Spre deosebire de modelele analitice de calcul, analizele numerice permit modelarea

și evaluarea unui număr de parametri auxiliari cum ar fi: adâncimea de penetrare a

adezivului, rugozitatea medie și gradul de porozitate a elementului CPAF,

caracteristici geometrice particulare (canelură și șanfrenare), ș.a.;

• Pentru modelele analizate, rezultatele obținute pe baza modelării numerice sunt cu

până la 30% mai mari comparativ cu cele obținute prin aplicarea modelului teoretic

Goland - Reisner, respectiv modelului teoretic dezvoltat în concordanță cu standardul

D3165. În această categorie sunt incluse tensiunile tangențiale, de cojire și von

Misses;

• Spre deosebire de modelele analitice dezvoltate pentru îmbinările prin suprapunere

simplă și dublă (Volkersen, Hart–Smith, Goland - Reisner), modelul teoretic bazat

pe specificațiile standardului D3165 permite evaluarea răspunsului structural

complet a îmbinărilor adezive cu aderenți rigizi;

• În marea lor majoritate, modelele analitice sunt dezvoltate considerând că îmbinările

adezive dezvoltă un singur mecanism specific de cedare, de tip coeziv.

Una din cele mai utilizate configurații în cazul îmbinărilor adezive pentru elemente

pultrudate din CPAF este cea prin suprapunere simplă. În vederea optimizării răspunsului

structural al acestor tipuri de îmbinări (prin reducerea concentratorilor de tensiuni), se pot prelucra

și fasona extremitățile stratului de adeziv la diferite unghiuri sau curburi (fațete oblice sau

convexe). În cadrul studiului prezentat în secțiunea 6.8 au fost analizate configurații geometrice

obținute prin introducerea a 3 caneluri diferite (15°, 30° și 45°). Prin compararea rezultatelor

obținute pentru aceste modele cu cele determinate pentru configurația de referință (îmbinarea prin

suprapunere simplă cu unghiul de intrare de 90°), se pot formula următoarele concluzii:

• Fasonarea muchiilor adezivului prin introducerea canelurilor duce la o diminuare a

valorilor ultime ale tensiunilor tangențiale cu 3% pentru unghiul de intrare de 45°,

15% pentru unghiul de intrare de 30°, respectiv 20% pentru unghiul de intrare de

15°;


82

• Procentul de diminuare a valorilor ultime a tensiunilor normale este unul redus. S-au

înregistrat diminuări a tensiunilor normale de 4,3%, respectiv 5% pentru modelele

SP30 și SP15;

• În cazul modelului SP15, se observă o schimbare în alura graficului, valorile ultime

ale tensiunilor normale fiind situate în vecinătatea zonei de capăt a lungimii de

conlucrare. Reducerea procentuală a acestora este de aproximativ 6,5%.



83

Capitolul 7

CERCETĂRI EXPERIMENTALE PRIVIND EFICIENȚA

STRUCTURALĂ A ÎMBINĂRILOR ADEZIVE PENTRU

ELEMENTE PULTRUDATE

7.1 Generalități

Performanțele impuse structurilor de rezistență în general au condus la apariția frecventă a

unor situații în care materialele tradiționale nu pot satisface în totalitate cerințele impuse. Din acest

punct de vedere, materialele compozite constituie o alternativă viabilă, frecvent adoptată în

realizarea structurilor performante. S-au dezvoltat astfel noi tipuri de materiale compozite, utilizate

atât pentru fabricarea diferitelor elemente structurale, cât și în cadrul sistemelor de consolidare a

elementelor realizate din materiale tradiționale (beton, lemn, cărămidă, oțel).

Comparativ cu domeniul consolidării elementelor din materiale tradiționale cu materiale

compozite, domeniul îmbinărilor adezive pentru elementele portante din compozite polimerice

este încă insuficient studiat. Principala lacună este dată de lipsa unor normative naționale/

internaționale, care să asigure un set de modele analitice accesibile și general acceptate spre a fi

utilizate în faza de proiectare a îmbinărilor. De asemenea, se remarcă necesitatea elaborării unor

ghiduri de aplicare practică a tehnicilor și metodelor existente pentru realizarea îmbinărilor adezive

cu rol structural pentru materialele compozite polimerice. Elaborarea unui normativ sau a unui

ghid de bune practici reprezintă un proces complex, bazat pe concordanța dintre rezultate obținute

pe cale analitică, numerică și experimentală. Prin intermediul acestor studii se urmărește enunțarea

și descrierea unor metode, tehnici și principii de proiectare cu grad sporit de aplicabilitate.

Domeniul îmbinărilor adezive cu rol structural pentru elemente compozite polimerice se află

într-un stadiu de pionierat, rezultatele și concluziile deduse de specialiști până în momentul actual

fiind divergente și neunitare. Acest fapt se datorează în principal numărului insuficient de

CERCETĂRI EXPERIMENTALE PRIVIND EFICIENȚA STRUCTURALĂ A

ÎMBINĂRILOR ADEZIVE PENTRU ELEMENTE PULTRUDATE

84

programe experimentale desfășurate, ce nu poate acoperi în întregime paleta de materiale și

elemente compozite polimerice existente pe piața construcțiilor.

În continuare se prezintă metodologiile de investigare experimentală folosite cel mai

frecvent la studiul îmbinărilor adezive și pe baza cărora s-au obținut rezultate semnificative.

7.2 Metodologii de investigare experimentală a îmbinărilor adezive

În cadrul programelor experimentale se pot obține datele necesare proiectării îmbinărilor

adezive, se pot stabili parametrii procesului de control al calității, se pot valida materialele și, nu

în ultimul rând, se poate cuantifica impactul materialelor asupra mediului. În general, scopul

principal al unui program experimental privind eficiența îmbinărilor adezive pentru elemente

compozite polimerice armate cu fibre (CPAF) este acela de a descrie răspunsul structural

(deplasări, deformații, tensiuni, etc), în raport cu modurile de cedare caracteristice îmbinării.

Acești parametri pot fi obținuți pentru elementele componente ale sistemului (adezivi și aderenți)

sau pentru întreg sistemul (diferite tipuri de materiale CPAF încleiate cu adezivi), (da Silva et al,

2013; Lupășteanu et al, 2015; Ungureanu et al, 2016a).

Testele realizate pe părți ale sistemului sunt destinate obținerii caracteristicilor mecanice

ale materialelor necesare în faza de proiectare, cum ar fi: modulii de elasticitate, coeficienții lui

Poisson și rezistențele ultime (la întindere, forfecare, compresiune, etc) (Duncan, 2012; Adams,

2012).

Dacă se urmărește testarea adezivilor, ghidurile de laborator și cele de bune practici

recomandă fabricarea epruvetelor prin injectarea sau turnarea materialului în stare lichidă în

matrițe. De asemenea, în funcție de vâscozitatea adezivului, se pot utiliza sisteme de matrițe

deschise sau sisteme închise cu orificii de umplere și orificii de preaplin (Adams, 2012).

Unele din cele mai importante caracteristici mecanice ale adezivilor necesare pentru

proiectarea îmbinărilor sunt cele referitoare la comportarea la întindere. Pentru obținerea pe cale

experimentală a acestora, se testează minim 5 epruvete tip dogbone sub prevederile indicate în

standardul ASTM D412. Epruvetele pot fi obținute prin decuparea unei plăci de adeziv pre-turnate

sau prin injectare în matrițe de formă finală. În cazul utilizării unei plăci pre-turnate, recomandările

de fabricare a matriței indicate în normativul francez NF T 76-142 și în ISO 15166 sunt similare

în ceea ce privește materialele de construcție. În ambele cazuri, se sugerează fabricarea unei

matrițe din oțel, însă în normativul NF T 76-142 se recomandă utilizarea unui cadru din silicon

pentru separarea fețelor matriței, pe când în normativul ISO 15166 se recomandă utilizarea

elementelor perimetrale din oțel și introducerea distanțierelor. Bulele de aer rezultate în urma

injectării adezivilor în matrițe pot fi eliminate prin vibrare sau centrifugare.

Pentru determinarea proprietăților mecanice ale aderenților, se pot realiza încercări la

tracțiune longitudinală. Configurația probelor și metodologia de testare pot fi selectate în

conformitate cu prevederile normativului ASTM D3039 (Lupășteanu et al, 2016b).



85

Testarea sistemelor integrate, numită și testare in-situ este indicată pentru caracterizarea

răspunsului structural al îmbinărilor adezive, deoarece se urmărește atât contribuția adezivului, cât

și cea a aderenților în dezvoltarea rezistențelor finale (Habernicht, 2009; Brockmann et al, 2009;

Possart, 2005; Packham, 2005; da Silva et al, 2012). Parametrii obținuți prin intermediul acestor

teste utilizați apoi în diferite etape ale procesului de proiectare a îmbinărilor adezive sunt:

rezistențele ultime (corespunzătoare forței ultime), rata de creștere a fisurilor, rigiditatea îmbinării

(determinată pe baza forței ultime și a deplasării totale), deformațiile specifice și deplasarea

maximă dintre elementele sistemului (Duncan, 2010).

Unul din aspectele importante ce necesită o atenție deosebită în timpul procesului de

pregătire a probelor este cel referitor la caracteristicele de întărire ale adezivului (Ebnesajjad, 2008;

Kwakernaak et al, 2010). Omogenitatea stratului de adeziv este influențată de presiunea de

aplicare, viteza de aplicare și nivelul de la care se aplică adezivul. Tehnicile de aplicare a adezivilor

recomandate de normativele americane și europene constau în: vacuumare, conectarea aderenților

prin rotație și translație sau răspândirea capilară a adezivului. Primele două tehnici sunt folosite

pentru realizarea îmbinărilor având caracteristici geometrice uzuale, pe când aplicarea adezivului

bazată pe forțele de capilaritate este specifică îmbinărilor adezive de mici dimensiuni și toleranțe

reduse (i.e. îmbinări adezive utilizate în sisteme micro-electro mecanice) (Gerlach et al, 1999).

7.3 Caracterizarea modurilor de cedare specifice

Mecanismul caracteristic de cedare a îmbinărilor adezive pentru elemente CPAF solicitate

la tracțiune longitudinală reprezintă un factor determinant în evaluarea performanțelor structurale

ale acestor sisteme. Deși modurile de cedare specifice au fost analizate de diferite echipe de

cercetare, atât pe baza analizelor numerice ce urmăresc evoluția degradărilor (de tip damage

modelling), cât și în cadrul programelor experimentale, nu s-a reușit acoperirea pe deplin a

spectrului de materiale compozite și adezivi utilizate în aplicațiile inginerești. Selectarea incorectă

a modului de cedare specific constituie o eroare des întâlnită, cu consecințe asupra întregului

proces de realizare a îmbinării, cum ar fi:

• Selectarea incorectă a modelului analitic în faza de proiectare;

• Modelarea incorectă a interfețelor adeziv – aderenți în cadrul analizelor numerice cu

EF;

• Incapacitatea de remediere a defectelor apărute în cadrul procesului de fabricare;

• Utilizarea unor metode de testare necorespunzătoare în cadrul programelor

experimentale;

• Atribuirea unor certificate de calitate necorespunzătoare pentru îmbinările realizate

în mediu controlat.



86

Pentru înțelegerea și caracterizarea modurilor de cedare a îmbinărilor adezive sunt

recomandate încercările la forfecare a stratului de adeziv, realizate pe îmbinări prin suprapunere

simplă (Fernando, 2010; Xia și Teng, 2005; Ceroni et al, 2016; Țăranu et al, 2018). Pe baza

rezultatelor obținute în cadrul unor programe experimentale anterioare, s-a dedus că cedarea unei

îmbinări adezive poate surveni prin (Fig. 7.1):

• Desprinderea la interfața element compozit – adeziv - a;

• Delaminarea lamelei compozite - b;

• Ruperea lamelei compozite - c;

• Prin ruperea adezivului (coezivă) - d.

Figura 7.1 Moduri de cedare specifice ale îmbinărilor adezive pentru elemente CPAF; a – Desprinderea

la interfața element compozit – adeziv, b – Delaminarea lamelei compozite, c – Ruperea lamelei

compozite, d – Cedarea de tip coeziv

Cedarea prin desprindere la interfața element CPAF – adeziv se produce atunci când

legăturile dintre cele două elemente ale sistemului sunt de intensitate scăzută. Decroșarea

adezivului de pe suprafața compozitului este des întâlnită în cazul îmbinărilor ce utilizează produse

CPAF pultrudate sau laminate. De asemenea, cedarea prin desprindere se poate produce foarte rar

și în cazul îmbinărilor adezive dintre elemente compozite obținute prin impregnarea țesăturilor

(Hollaway și Cadei, 2003). Evitarea ruperilor adezive la nivelul interfețelor este realizată prin

tratarea și pregătirea corespunzătoare a suprafețelor elementelor compozite. Cele mai uzuale

procese și metode de tratare a elementelor compozite se prezintă în capitolul 5.

Cedarea prin destratificarea lamelei compozite este întâlnită cu precădere în cazurile când

grosimea stratului de adeziv depășește 3 mm și la nivelul elementului CPAF apar solicitări

compuse. Aceste situații apar rareori în cazul îmbinărilor adezive ce includ doar elemente CPAF,

dar sunt întâlnite frecvent la îmbinările adezive dintre elementele de oțel și cele compozite, fiind

cauzate în principal de excentricități ale direcției de încărcare (Xia și Teng, 2005).



87

Ruperea elementelor CPAF în afara zonei de conlucrare a îmbinării este întâlnită în cazul

ansamblurilor structurale realizate în mediu controlat, în conformitate cu standardele de calitate.

De altfel, cedarea prin ruperea elementului compozit reprezintă un indicativ al utilizării pe deplin

a performanțelor structurale ale aderenților. Îmbinările ce dezvoltă acest tip de cedare sunt

proiectate utilizând modele analitice simplificate și nu necesită validarea rezultatelor pe baza

programelor experimentale (Davis și Bond, 2017).

Cedarea coezivă este produsă în cazul în care este atins cel puțin unul din criteriile de rupere

ale adezivului (tensiuni normale sau tangențiale și deformații ultime). Acest tip de cedare este

caracterizat prin prezența adezivului pe fețele aderentului și prin culoarea de nuanță mai deschisa

a adezivului comparativ cu nuanța sa inițială (Rahman și Sun, 2014). Se întâlnește cu precădere în

cazul îmbinărilor realizate prin dispunerea unui film de adeziv (0,05 – 0,2 mm) sau prin aplicarea

adezivului în grosimi mici (maxim 1-2 mm) și implică dezvoltarea unor legături (fizice, mecanice

și chimice) de intensitate crescută la nivelul interfețelor. Proiectarea îmbinărilor adezive ce

dezvoltă cedări coezive poate fi realizată fie prin intermediul analizei numerice (prin dirijarea

cedării în stratul de adeziv), fie prin aplicarea unor modele analitice simplificate (Volkersen,

Harth-Smith, Goland și Reissner) (Harth-Smith, 1973a; Harth-Smith, 1973b; Goland și Reissner,

1944; Johnson, 1983).

Pe baza programelor experimentale desfășurate până în prezent, s-a constatat că, în marea

majoritate a cazurilor, mecanismul de cedare a îmbinărilor adezive pentru elemente CPAF este

dezvoltat prin cumulul mai multor moduri de cedare specifice. Cu toate acestea, modurile de

cedare nu sunt pe deplin definite și caracterizate precum în cazul îmbinărilor adezive ce includ cel

puțin un element realizat din materiale tradiționale (beton, lemn, cărămidă, oțel). De altfel,

identificarea, controlul și dirijarea mecanismului de cedare sunt problematice în cazul îmbinărilor

adezive pentru elemente CPAF, a căror lungimi de aderență depășesc lungimea efectivă. În aceste

situații, cedarea prezintă un caracter progresiv, propagându-se dinspre capătul solicitat spre cel

liber (Fernholz, 2010; Dilger, 2010).

7.4 Program experimental pentru investigarea îmbinărilor adezive dintre

elemente CPAF

7.4.1 Introducere

Programul experimental descris în cadrul acestei lucrări a avut ca prim obiectiv identificarea

și descrierea caracteristicilor ce definesc conlucrarea dintre elementele CPAF îmbinate cu adezivi.

Astfel, proiectarea și elaborarea etapelor programului au urmărit realizarea unei corelări între



88

rezultatele existente în literatură și cele obținute pe baza testelor realizate. În acest mod, s-au creat

premisele elaborării unui set de principii de proiectare cu grad sporit de aplicabilitate. Totodată, în

urma programului experimental au fost identificate tehnicile și metodele optime de realizare a

îmbinărilor adezive.

Principalele obiective atinse în cadrul programului experimental sunt:

• Investigarea mecanismului de cedare specific în cazul îmbinărilor adezive pentru

elementele CPAF, solicitate la tracțiune longitudinală;

• Analiza variațiilor parametrilor specifici conlucrării (forțe capabile, tensiuni,

deformații specifice, deplasări) în funcție de tipul îmbinării, de lungimea de

conlucrare, de grosimea stratului de adeziv și de tipul adezivului;

• Identificarea metodelor de tratare și pregătire a suprafețelor elementelor CPAF în

vederea optimizării caracteristicilor de conlucrare;

• Realizarea unui studiu comparativ între rezultatele obținute pe baza analizei

numerice, a celor furnizate pe baza programului experimental și a celor rezultate ca

urmare a studiilor analitice, numerice și experimentale efectuate de alte echipe de

cercetare;

• Dezvoltarea unor metodologii standardizate de realizare și testare a îmbinărilor

adezive practicate exclusiv elementelor CPAF.

În faza de concepere și proiectare a programului experimental, au fost consultate și utilizate

următoarele publicații cu caracter directiv:

• ASTM D1002 – 2010, Standard test method for apparent shear strength of single-

lap-joint adhesively bonded metal specimens by tension loading. (Metodă standard

pentru determinarea experimentală a rezistenței la forfecare prin încercarea la

întindere a îmbinărilor adezive realizate prin suprapunere simplă a elementelor din

oțel;

• ASTM D3039 / D3039M – 2014, Standard test method for tensile properties of

polymer matrix composite materials. (Metodă standard pentru determinarea

experimentală a caracteristicilor specifice solicitării de întindere ale elementelor

compozite cu matrice polimerice);

• ASTM D3163 – 2014, Standard test method for determining strength of adhesively

bonded rigid plastic lap-shear joints in shear by tension loading. (Metodă standard

pentru determinarea experimentală a rezistențelor mecanice ale îmbinărilor adezive

realizate prin suprapunere simplă între materiale plastice rigide, solicitate la

întindere);



89

• ASTM D3165 – 2014, Standard test method for strength properties of adhesives in

shear by tension loading of single-lap-joints laminated assemblies. (Metodă

standard pentru determinarea experimentală a rezistențelor mecanice ale adezivilor

solicitați la forfecare prin testarea la întindere a sistemelor laminate realizate prin

îmbinare adezivă prin suprapunere simplă);

• ASTM D3983 – 2011, Standard test method for measuring strength and shear

modulus of nonrigid adhesives by the thick-adherend tensile-lap specimen,

(Metodă standard pentru determinarea experimentală a rezistenței și a modulului

de elasticitate prin solicitarea la întindere a îmbinărilor cu aderenți rigizi);

• ASTM D4501 – 2014, Standard test method for shear strength of adhesive bonds

between rigid substrates by the block-shear method. (Metodă standard pentru

determinarea experimentală a rezistenței la forfecare pentru îmbinările adezive

dintre elementele rigide prin metoda ’’block shear’’);

• ASTM D5868 – 2014, Standard test method for lap shear adhesion for fiber

reinforced plastic (FRP) bonding. (Metodă standard pentru determinarea

experimentală a caracteristicilor aderenței la forfecare pentru îmbinările adezive

realizate prin suprapunere a elementelor CPAF);

• EN ISO 4587 – 2003, Adhesives – Determination of tensile lap – shear strength of

rigid-to-rigid bonded assemblies. (Adezivi - Determinarea rezistenței la forfecare a

îmbinărilor adezive pentru elemente rigide);

• EN ISO 527 – 2009, Plastics – Determination of tensile properites – Part 5: Test

conditions for unidirectional fibre reinforced – plastic composites. (Plastic -

Determinarea caracteristicilor specifice solicitării la întindere – Partea 5: Criterii de

testare pentru materiale CPAF unidirecționale);

• EN ISO 11003 – 2 – 2001, Adhesives – Determination of shear behaviour of

structural adhesives – Part 2: Tensile test method using thick adherends (Adezivi –

Determinarea proprietăților adezivilor structurali solicitați la forfecare – Part 2:

Încercarea la întindere a îmbinărilor cu aderenți rigizi).

7.4.2 Descrierea epruvetelor fabricate pentru programul experimental

Metodologia selectată în cadrul programului experimental în vederea studiului parametrilor

de conlucrare dintre elementele CPAF îmbinate cu adezivi a constat în forfecarea stratului de

adeziv prin solicitarea la întindere a două tipologii distincte de îmbinare: îmbinarea prin



90

suprapunere simplă (SLJ – single lap joint) și îmbinarea cu aderenți rigizi (TAJ – thick adherends

joint). Selectarea acestei metodologii a avut la bază următoarele considerente:

• Asamblare epruvetelor este accesibilă și facilă, fiind realizată cu echipamente

uzuale;

• Înregistrarea parametrilor caracteristici ce fac obiectul studiului este posibilă prin

instrumentarea celor două tipuri de epruvete cu minimum de resurse;

• Tipologiile de îmbinare selectate prezintă un plan comun de încărcare și cedare,

fapt ce facilitează monitorizarea tensiunilor și deformațiilor specifice dezvoltate în

lungul zonei de conlucrare;

• Ambele configurații sunt compatibile cu mașinile de testare și cu sistemul de

achiziție a datelor disponibile în Laboratorul de Materiale Compozite al Facultății

de Construcții și Instalații din Iași;

• Analiza modurilor de cedare este accesibilă și poate fi realizată utilizând

microscopul inversat XJP-6A cu cameră foto DV-2C aflat în dotarea laboratorului.

Epruvetele au fost realizate utilizând profile compozite plate armate cu fibre de sticlă și două

tipuri de adezivi cu proprietăți mecanice diferite. Criteriile care au stat la baza selectării profilelor

compozite plate Fiberline au vizat abordarea unor elemente structurale cu un spectru larg de

aplicabilitate datorat în principal rezistențelor mecanice superioare. Profilele compozite plate

Fiberline sunt realizate prin pultrudere, din rășină poliesterică izoftalică și fibre de sticlă. Formarea

prin pultrudere reprezintă un procedeu mecanizat (automat) de fabricare a produselor compozite

polimerice, ce permite obținerea unor caracteristici mecanice superioare pe direcție longitudinală

sau pe direcție transversală, în funcție de cerințele impuse. În cazul profilelor compozite plate

Fiberline, direcția principală după care sunt dispuse fibrele este cea longitudinală (Fig. 7.2).

Profilele au însă, în componența lor și țesături din fibre de sticlă dispuse spre exterior, ce contribuie

la formarea un strat adițional prin care se asigură protecția în timpul stocării și manipulării.

Proprietățile fizice și mecanice ale pofilelor utilizate în cadrul experimentul sunt prezentate în

tabelele 7.1 – 7.3.

Tabelul 7.1 Profile compozite plate – Proprietăți fizice (Fiberline, 2012)

Tip

Lățime,

bGFRP

[mm]

Grosime,

TGFRP

[mm]

Secțiune,

AGFRP

[mm2]

Densitate

[kg/m3]

Temperatura de

operare

[°C]

Volumul

fibrelor

[%]

Profil

plat

Fiberline

100 6 600 1650 -20...+80 ~ 60



91

Figura 7.2 Proprietăți mecanice ale profilelor Fiberline după direcțiile principale

Tabelul 7.3 Profile compozite plate – Rezistențe mecanice (Fiberline, 2012)

Tip

Rezistență la

tracțiune, 0°

[N/mm2]

Rezistență la

tracțiune, 90°

[N/mm2]

Rezistență la

compresiune, 0°

[N/mm2]

Rezistență la

compresiune, 90° [N/mm2]

Profil

plat

Fiberline

240 50 240 70

Pentru atașarea profilelor compozite polimerice armate cu fibre de sticlă (CPAFS) au fost

utilizați adezivi structurali ce fac parte din gama producătorului Sika. În acest sens au fost selectate

două tipuri de adezivi bicomponenți, tixotropici și fără solvenți, bazați pe o combinație de rășini

epoxidice și materiale speciale de umplere. Principalul parametru de diferențiere dintre cei doi

adezivi (Sikadur 30 și Sikadur 330) este dat de modulul de elasticitate, de aproximativ trei ori mai

mare în cazul celui de-al doilea. Pentru fiecare tipologie de îmbinare s-au realizat încleieri cu

ambele tipuri de adezivi, în trei grosimi diferite (1 mm, 2 mm și 3 mm). Proprietățile fizice și

mecanice ale celor două tipuri de adezivi sunt prezentate în tabelul 7.4.

Tabelul 7.4 Adezivi (Fișă tehnică de produs Sikadur 30, Sikadur 330)

Tip

adeziv

Densitate

[kg/l]

(amestec)

Rezistență la

compresiune,

fc,adh

[N/mm2]

(7 zile, +100)

Rezistență la

tracțiune, ft,adh

[N/mm2]

(7 zile, 150C)

Modul de

elasticitate,

Eadh

(static)

[N/mm2]

Deformație

spec. la

rupere,

εu,adh

Sikadur

30 1,65 70-80 25-28 12800 1%

Sikadur

330 1,30 30 33,8 4500 0,9%



92

Pentru fiecare configurație (SLJ și TAJ) s-au utilizat 3 parametri variabili: tipul de adeziv

(Sikadur 30, Sikadur 330), grosimea stratului de adeziv (1, 2 și 3 mm) și lungimea de conlucrare

(70, 100 și 150 mm), rezultând astfel un număr total de 30 de epruvete. În funcție de tipul îmbinării,

probele au fost divizate în două serii. Astfel, seriile S1 - S5 corespund îmbinărilor prin suprapunere

simplă, iar seria S6 corespunde îmbinărilor cu aderenți rigizi. Caracteristicile geometrice pentru

fiecare serie în parte sunt reprezentate grafic în figurile 7.3 și 7.4. Probele din seriile S3 - S4 au fost

pregătite utilizând aceeași configurație geometrică ca și în cazul probelor din seriilor S1 - S2,

parametrul de diferențiere fiind dat în acest caz de tipul de adeziv epoxidic: Sikadur 30 pentru

seriile S1 - S3, respectiv Sikadur 330 pentru seriile S3 - S4. Prin testarea la tracțiune longitudinală a

probelor cu caracteristici geometrice similare, dar încleiate cu adezivi diferiți, s-a vizat

evidențierea influenței caracteristicilor elastice și rezistențelor mecanice ale adezivului asupra

răspunsului structural al îmbinării. Caracteristicile probelor ce fac obiectul programului

experimental sunt prezentate în tabelele 7.5 și 7.6.

În funcție de parametrii variabili, fiecărei epruvete îi este atribuit un cod caracteristic de

identificare (Tabelele 7.5 – 7.6). Termenii constituenți ai codului au următoarele semnificații:

• Tipologia îmbinării (S – SLJ, T – TAJ);

• Lungimea de conlucrare în mm (70 / 100 / 150);

• Grosimea stratului de adeziv, în milimetri (1 / 2 / 3);

• Tipul de adeziv Sikadur (30 / 330);

• Distincție între epruvetele cu parametri identici (i / ii).



93

Figura 7.3 Configurația epruvetelor din seriile S1-S5

Figura 7.4 Configurația epruvetelor din seria S6



94


Rez

iste

nță

tra

cțiu

ne

ad

eziv

, f t

,adh

[N/m

m2]

25

-28

25

-28

25

-28

25

-28

25

-28

25

-28

25

-28

25

-28

25

-28

25

-28

25

-28

34

34

34

34

34

34

34

Mo

du

l d

e

ela

stic

ita

te

ad

eziv

, E

adh

[N/m

m2]

12

800

12

800

12

800

12

800

12

800

12

800

12

800

12

800

12

800

12

800

12

800

45

00

45

00

45

00

45

00

45

00

45

00

45

00

Mo

du

l d

e

ela

stic

ita

te

CP

AF

S,

EC

PA

FG

[N/m

m2]

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

Lu

ng

ime

de

sup

rap

.

[mm

]

70

70

70

70

70

70

1

00

10

0

10

0

10

0

10

0

70

70

70

70

70

70

10

0

Gro

sim

e

ad

eziv

[mm

]

1

1

2

2

3

3

1

1

2

2

3

3

1

2

2

3

3

1

Tip

ad

eziv

Sik

a30

Sik

a30

Sik

a30

Sik

a30

Sik

a30

Sik

a30

Sik

a30

Sik

a30

Sik

a30

Sik

a30

Sik

a30

Sik

a33

0

Sik

a33

0

Sik

a33

0

Sik

a33

0

Sik

a33

0

Sik

a33

0

Sik

a33

0

Tip

îmb

ina

re

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

Ser

ie /

Nu

me

pro

bă

S-7

0-1

-30

(i)

S-7

0-1

-30

(ii

)

S-7

0-2

-30

(i)

S-7

0-2

-30

(ii

)

S-7

0-3

-30

(i)

S-7

0-3

-30

(ii

)

S-1

00

-1-3

0 (

i)

S-1

00

-1-3

0 (

ii)

S-1

00

-2-3

0 (

i)

S-1

00

-2-3

0 (

ii)

S-1

00

-3-3

0 (

i)

S-7

0-1

-33

0 (

i) (

i)

S-7

0-1

-33

0 (

ii)

S-7

0-2

-33

0 (

i)

S-7

0-2

-33

0 (

ii)

S-7

0-3

-33

0 (

i)

S-7

0-3

-33

0 (

ii)

S-1

00

-1-3

30 (

i)

S1

S1

S1

S1

S1

S1

S2

S2

S2

S2

S2

S3

S3

S3

S3

S3

S3

S4



95


Rez

iste

nță

tra

cțiu

ne

ad

eziv

, f t

,adh

[N/m

m2]

34

34

34

34

34

34

34

25

-28

25

-28

34

25

-28

34

Mo

du

l d

e

ela

stic

ita

te

ad

eziv

, E

adh

[N/m

m2]

45

00

45

00

45

00

45

00

45

00

45

00

45

00

12

800

12

800

45

00

12

800

45

00

Mo

du

l d

e

ela

stic

ita

te

CP

AF

S,

EC

PA

FG

[N/m

m2]

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

23

000

Lu

ng

ime

de

sup

rap

.

[mm

]

10

0

10

0

10

0

10

0

10

0

15

0

15

0

10

0

10

0

10

0

10

0

10

0

Gro

sim

e

ad

eziv

[mm

]

1

2

2

3

3

2

2

1

1

1

2

2

Tip

ad

eziv

Sik

a33

0

Sik

a33

0

Sik

a33

0

Sik

a33

0

Sik

a33

0

Sik

a33

0

Sik

a33

0

Sik

a30

Sik

a30

Sik

a33

0

Sik

a30

Sik

a33

0

Tip

îmb

ina

re

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

SL

J

TA

J

TA

J

TA

J

TA

J

TA

J

Ser

ie /

Nu

me

pro

bă

S-1

00

-1-3

30

(ii

)

S-1

00

-2-3

30

(i)

S-1

00

-2-3

30

(ii

)

S-1

00

-3-3

30

(i)

S-1

00

-3-3

30

(ii

)

S-1

50

-2-3

30

(i)

S-1

50

-2-3

30

(ii

)

T-1

00-1

-30

(i)

T-1

00-1

-30

(ii

)

T-1

00-1

-33

0 (

i)

T-1

00-2

-30

(i)

T-1

00-2

-33

0 (

i)

S4

S4

S4

S4

S4

S4

S4

S4

S4

S4

S4

S4



96

7.4.3 Asamblarea epruvetelor

Profilele CPAFS utilizate la asamblarea probelor au fost fasonate prin debitare dintr-o placă

de 6 mm grosime și cu dimensiuni de 0,1 x 7 m2, folosind o mașină universală de tăiat echipată cu

disc diamantat (Fig. 7.5). Neconformitățile apărute în timpul procesului de tăiere s-au rectificat

utilizând o mașină specială de retezat echipată cu disc de carbon ranforsat.

Figura 7.5 Debitarea profilelor CPAFS

După fasonarea tuturor profilelor CPAFS necesare asamblării probelor, prima etapă a fost

cea de tratare și pregătire a suprafețelor de conlucrare în vederea creșterii capacității de aderență.

Tehnologia de pregătire a suprafețelor a fost selectată în urma analizei microscopice a probelor

tratate prin diferite metode. În acest sens au fost pregătite probe tratate prin șlefuire mecanică (prin

translare sau rotire a periilor), șlefuire manuală (cu benzi abrazive de granulație 100, 200 și 300)

și combinații de șlefuiri mecanice și manuale. În cadrul studiului microscopic s-au urmărit

variațiile a patru parametri definitorii pentru caracterizarea mecanismului de conlucrare mecanică

dintre aderenți și adeziv, și anume: dimensiunea microfisurilor prezente la suprafață (Fig. 7.7 a, b,

c), porozitatea (Fig. 7.8 a, b, c), omogenitatea suprafeței și rugozitatea (Fig. 7.9 a, b, c). Analiza

microscopică a fost efectuată utilizând un microscop inversat XJP-6A dotat cu cameră foto DV-

2C (Fig. 7.6), iar procesarea imaginilor captate a fost realizată utilizând programul de analiză

grafică Material Plus Image Software.



97

Figura 7.6 Microscop inversat XJP-6A dotat cu cameră foto DV-2C

Figura 7.7 Microfisuri prezente la suprafața elementelor CPAFS: a) probă prelucrată prin șlefuire

manuală, b) probă prelucrată prin șlefuire mecanică și manuală, c) probă prelucrată prin șlefuire mecanică

pe două direcții



98

Figura 7.8 Relevarea câmpurilor de prelucrare: a) probă prelucrată prin șlefuire manuală, b) probă

prelucrată prin șlefuire mecanică și manuală, c) probă prelucrată prin șlefuire mecanică pe două direcții

Prelucrarea prin șlefuire manuală nu asigură eliminarea în totalitate a lacului protector de la

suprafața elementului CPAFS și, prin urmare, nu se modifică în mod substanțial rugozitatea medie

a probei (Fig. 7.8 a și 7.9 a). Deoarece profilul topografic al probei rămâne neschimbat, se

concluzionează că această metodă de prelucrare nu aduce un aport favorabil la dezvoltarea

mecanismului de întrepătrundere și, implicit la creșterea forțelor de adeziune.

În cazul probei prelucrate exclusiv prin șlefuire mecanică, se pot observa două câmpuri

principale de prelucrare (regiunile de culoare galbenă și albastră, Fig. 7.8 c) și un câmp prelucrat

insuficient (regiunea de culoare verde, Fig. 7.8 c). Diferențele mari înregistrate în cazul

parametrilor de porozitate și rugozitate pentru cele 3 câmpuri demonstrează că această metodă nu

asigură obținerea unei suprafețe de conlucrare cu caracteristici unitare.

Din cele trei metode de tratare a suprafeței, prelucrarea prin combinații de șlefuiri mecanice

și manuale asigură cel mai mare grad de omogenitate, fapt probat de distribuția uniformă a



99

câmpurilor de prelucrare și de porozitatea ridicată a probei (Fig. 7.8 b, Fig. 7,9 b). După cum se

poate observa în figura 7.8 b, la suprafața probei au fost identificate 6 câmpuri de procesare cu

caracteristici geometrice similare. Diferența în arie dintre două câmpuri învecinate este mai mică

de 20 %, fapt ce conduce la concluzia că poate fi utilizat un factor comun de penetrare al adezivului

pentru toată suprafața elementului (ariile 1 și 5 nu sunt luate în considerare, deoarece reprezintă

sub 8 % din aria totală, Tabelul 7.7). Factorul de penetrare al adezivului are valoarea egală cu

rugozitatea medie a probei determinată pe cale experimentală și este utilizat în cadrul analizelor

numerice la definirea suprafețelor de contact. Dimensiunile micro-fisurilor prezente la suprafața

probei sunt reduse și, prin urmare, nu pot influența în mod semnificativ dezvoltarea forțelor de

adeziune (Tabelul 7.8).

Figura 7.9 Omogenitatea suprafeței și rugozitatea – reliefarea câmpurilor supra-procesate: a) probă

prelucrată prin șlefuire manuală, b) probă prelucrată prin șlefuire mecanică și manuală, c) probă

prelucrată prin șlefuire mecanică pe două direcții



100

Tabelul 7.7 Ariile ocupate de cele 6 câmpuri de procesare identificate la suprafața probei

Aria A1 A2 A3 A4 A5 A6

[μm2] 183614,958 433220,222 1072465,374 952603,878 265207,756 416987,535

[%] 5,524 13,033 32,263 28,657 7,978 12,544

Tabelul 7.8 Dimensiunile micro-fisurilor prezente la suprafața probei

Microfisuri L1 L2 L3 L4 L5 L6 L7 L8 L9

Dimensiuni

[μm] 1726,01 1594,94 289,47 240,51 1401,48 1481,25 1139,62 727,42 527,4

Prin suprapunerea imaginii captate de către camera microscopului (Fig. 7.7 b) cu imaginea

procesată (Fig. 7.8 b), programul de analiză grafică Material Plus Image Software realizează în

mod automat două scări metrice echivalente pentru măsurători în planul probei și pentru

măsurători pe adâncimea acesteia. Fiecărei unități de măsură îi corespunde o schimbare în

intensitatea luminoasă a imaginii originale (Fig. 7.7), respectiv o schimbare în tonalitatea culorii

complementare a imaginii procesate (Fig. 7.8). Pe baza scărilor echivalente, pentru fiecare din cele

6 câmpuri de procesare s-au identificat forma geometrică a particulelor de suprafață, circularitatea

și raportul dimensional. În acest sens, au fost atribuite 6 puncte de identificare și măsurare a

particulelor, situate în centrul geometric al fiecărei regiuni caracteristice (Fig. 7.10, Tabel 7.9).

Deoarece locația inițială a punctelor 5 și 6 corespunde regiunilor supra-procesate ce nu sunt

favorabile pentru măsurători (zonele colorate cu roșu), au fost permutate în imediata vecinătate a

acestora. Analizând datele obținute pentru cele 6 câmpuri de procesare, se observă că particulele

de suprafață au un raport dimensional aproximativ unitar, forma geometrică a acestora fiind

apropiată de forma sferică (0,018539 mm deviație maximă pentru diametru și înălțime). Astfel,

prin determinarea secțiunii transversale a particulei sferice, se poate estima adâncimea cavităților

prezente la suprafața probei, respectiv rugozitatea probei.

Tabelul 7.9 Dimensiunea particulelor

Punct 1 2 3 4 5 6

Circularitate 55,839 48,5 38,675 37,3 50,538 43,069

Raport dimensional 1 1,867 1 1 1,494 1

Diametrul cercului

[µm]

121,160 58,506 94,113 114,727 81,450 95,969

Volumul sferei

[µm]3

134406,517 15133,450 62992,78 114115,214 40833,542 66794,562



101

Figura 7.10 Locația punctelor pentru măsurători

În urma rezultatelor obținute pe baza studiului microscopic și grafic s-a selectat metoda

bazată pe combinații între șlefuirea mecanică și șlefuirea manuală. De asemenea, s-au stabilit tipul

și parametrii definitorii ai suprafeței de contact dintre elementele sistemului, utilizați în cadrul

analizelor numerice. Suprafața de contact selectată este de tip bonded contact with pure penalty

formulation fiind definită de 2 parametri caracteristici, numărul punctelor de contact (ales în

funcție de porozitatea probei în câmpul principal de prelucrare) și factorul de penetrare al

adezivului (valoarea medie a diametrelor particulelor de suprafață – 0.0943 mm, Tabelul 7.9).

Procesul de tratare a suprafețelor profilelor CPAFS s-a efectuat în laborator, utilizându-se

echipament specific de protecție. Prima etapă a constat în suflarea cu aer comprimat a profilelor

în vederea îndepărtării reziduurilor grosiere rezultate în urma debitării și fasonării. Întrucât

particulele fine nu au putut fi îndepărtate în totalitate prin suflare, suprafețele profilelor CPAFS au

fost curățate și cu solvenți (acetonă).

Cea de a doua etapă a constat în îmbunătățirea rugozității prin șlefuire mecanică și manuală.

Șlefuirea mecanică a fost realizată cu perii rotative de sârmă, la turații de 400-600 RPM (Fig.

7.11), iar uniformizarea suprafeței și implicit asigurarea unei porozități constante a fost realizată

prin șlefuire manuală cu benzi abrazive fine (circa 20-30 de treceri), (Fig. 7.12).

În vederea limitării riscului de contaminare a suprafețelor elementelor CPAFS și pentru

obținerea unor caracteristici similare celor identificate prin intermediul studiului microscopic,

după finalizarea întregului proces de tratare a suprafețelor, profilele compozite au fost curățate cu

solvenți, înfășurare în folii termo-contractibile de poliofină și depozitate într-o încăpere ermetică.



102

Figura 7.11 Îmbunătățirea rugozității prin șlefuire mecanică: a) mișcare de translație, b) mișcare de

rotație

Figura 7.12 a) Îmbunătățirea rugozității prin șlefuire manuală, b) Curățarea suprafeței cu solvenți

Adezivii utilizați în cadrul programului experimental sunt de tip tixotropic, bi-

component, fiind alcătuiți dintr-o rășină și un întăritor (Fig. 7.13). Rapoartele de amestecare

a componentelor este diferit, și anume: 3 la 1 în cazul adezivului Sikadur 30, repectiv 4 la 1

în cazul adezivului Sikadur 330. Prepararea adezivilor s-a realizat în condiții de laborator și a



103

constat în amestecarea componentelor (rășină și întăritor) într-un recipient deschis și

transparent la turație redusă (400-600 RPM) timp de minim 3 minute (Fig. 7.14).

Figura 7.13 Adeziv structural epoxidic bi-component Sikadur 30

Figura 7.14 Dozarea și prepararea adezivului

În cazul îmbinărilor solicitate la forfecare ce sunt realizate cu aceste tipuri de adezivi,

curbele caracteristice de comportare tensiuni tangențiale – lunecare prezintă o alură bi-liniară,

aspect ce conduce la concluzia că adezivii 30 și 330 din gama producătorului Sika fac parte

din categoria adezivilor cu comportare elastică. Aceste tipuri de adezivi sunt utilizate în

diverse aplicații structurale și prezintă avantaje importante, cum ar fi:

• Prepararea și aplicarea adezivilor este facilă și nu necesită echipamente

speciale;

• Suprafețele de adeziune nu necesită amorsare;

• Nu conțin solvenți;



104

• Dezvoltă rezistențe inițiale ridicate;

• Contracțiile dezvoltate pe parcursul întăririi sunt nesemnificative.

Principalele caracteristici pe baza cărora au fost selectați adezivii Sikadur 30 și Sikadur 330

sunt prezentate în tabelul 7.10.

Tabelul 7.10 Proprietățile adezivilor (Fișe tehnice: Sikadur30, 2014; Sikadur330, 2014)

Caracteristici Sikadur 30 Sikadur 330

Raport de amestecare (A:B) 3:1 4:1

Densitate [kg/l] 1,65 1,30

Coeficient de dilatare termică

[/0C] 9 x 10-5 45 x 10-6

Lucrabilitate

+80C ~ 120 min

+200C ~ 90 min

+350C ~ 40 min

+100C ~ 90 min

+350C ~ 30 min

Interval termic ambiant optim la

faza de aplicare +100C / 350C +80C / 350C

Grosime maximă strat adeziv [cm] 3 -

Umiditate maximă a suportului ≥ 4% ≥ 4%

Rezistența la compresiune la 7

zile,

fc,a,30/330 [N/mm2]

+100C ~ 70-80

+350C ~ 85-95 +230C ~ 30

Rezistența la întindere la 14 zile,

ft,a,30/330 [N/mm2]

+150C ~ 25-28

+350C ~ 27-32 +230C ~ 30

Rezistența la forfecare la 14 zile,

[N/mm2]

+150C ~ 15-18

+350C ~ 17-20 ---

Deformația specifică ultimă,

εu,a,30/330 [%]

1 0,9

Practica generală de execuție a îmbinărilor adezive recomandă aplicarea adezivului pe

unul din elementelele CPAF, apoi presarea acestuia pe elementul de bază. Această metodă

permite realizarea ansamblelor adezive într-un timp optim, fiind astfel pretabilă aplicațiilor

de șantier ce includ îmbinări cu lungimi de conlucrare considerabile. În cazul în care grosimea

stratului de adeziv este fixă, iar toleranțele de execuție sunt minimale, utilizarea metodei prin

aplicare directă a adezivului devine problematică, putând apărea situații nefavorabile. Astfel,



105

pentru aceste tipuri de îmbinări este necesară asamblarea în condiții de laborator, iar obținerea

caracteristicilor geometrice și respectarea toleranțelor impuse sunt asigurate prin folosirea

unor procedee tehnologice specifice.

Pentru realizarea celor două tipologii de îmbinări (SLJ și TAJ) utilizate în cadrul

programului experimental s-au utilizat două procedee de control a grosimii stratului de adeziv.

Primul procedeu constă în fixarea pe suprafața elementului CPAFS de bază a unor distanțieri

sferici din oțel cu diametrul de 1, 2, respectiv 3 mm, în funcție de caracteristicile geometrice

ale epruvetei (Fig. 7.15). Cel de-al doilea procedeu s-a realizat prin montarea elementelor

CPAFS suport într-un banc de lucru conceput special pentru asigurarea dozajului și

omogenității adezivului în timpul aplicării. Bancul de lucru este compus dintr-un suport rigid

pe suprafața căruia au fost fixate la distanța de 100 mm adaosuri de reglare, constând în

platbande metalice având lungimea de 250 mm și grosime variabilă, în funcție de grosimea

stratului de adeziv. Spre exemplu, pentru epruvetele S-100-1-330 (i și ii), grosimea totală a

adaosurilor de reglare este de 7,1 mm, asigurându-se astfel o grosime a stratului de adeziv cu

0,1 mm mai mare decât cea proiectată. În acest mod, prin presarea celor două elemente

CPAFS (suport și bază), adezivul acoperă zona de contact în totalitate, iar cantitatea de adeziv

refulată în momentul atingerii distanțierilor sferici este minimă. În figura 7.16 este prezentat

modul de aplicare al adezivului, precum și caracteristicile bancului de lucru.

Figura 7.15 Fixarea distanțierilor sferici pe zona de conlucrare



106

Figura 7.16 Caracteristicile constructive ale bancului de lucru

După atașarea aderenților s-a aplicat presiune pe suprafața profilelor Fiberline până la

atingerea distanțierilor, iar adezivul refulat a fost îndepărtat (Fig. 7.17). Planeitatea îmbinării a fost

asigurată prin securizarea probelor cu sisteme de prindere tip menghină timp de 14 zile, pâna la

maturarea completă a adezivilor (Fig. 7.18).



107

Figura 7.17 Conectarea elementelor sistemului și îndepărtarea excesului de adeziv

Figura 7.18 Securizarea și depozitarea probelor

7.4.4 Instrumentarea epruvetelor

După finalizarea procesului de maturare a adezivilor s-a trecut la etapa de instrumentare a

probelor. Parametrii monitorizați în cadrul programelor de testare sunt: variația deplasărilor

relative dintre elementele sistemului, forța de tracțiune aplicată îmbinării și distribuția

deformațiilor specifice de-a lungul zonei de conlucrare.

Monitorizarea deplasărilor relative a fost efectuată prin montarea unui traductor inductiv de

deplasare (LVDT – linear variable displacement transducer) pe cele două elemente CPAFS

componente ale îmbinării, acoperind în acest mod întreaga zonă de conlucrare.

Forța de tracțiune aplicată îmbinării s-a măsurat prin recepția semnalului emis de mașina de

testare. De asemenea, toate semnalele emise de instrumentele de testare și măsurare au fost captate,

normalizate și sincronizate cu ajutorul unui sistem de achiziție a datelor.

Distribuția deformațiilor specifice în lungul zonei de conlucrare a fost înregistrată prin

montarea a 3 traductori rezistivi. Atașarea traductorilor a fost precedată de un proces elaborat de

pregătire a suprafețelor realizat cu ajutorul produselor de instrumentare marca Vishay –

MicroMeasurements.



108

În prima etapă a fost curățată suprafața de lipire prin ștergere cu șervețele textile îmbibate

cu acetonă (3 treceri longitudinale) și cu șervețele îmbibate cu alcool etilic (2 treceri longitudinale).

Ulterior, suprafața a fost șlefuită uscat cu carton abraziv de granulație 320 și umed cu carton

abraziv de granulație 195 și soluție de acid fosforic și apă distilată (M Prep Contitioner A).

După atingerea rugozității considerate optime, suprafața a fost curățată cu acetonă și au fost

trasate pozițiile traductorilor rezistivi. Premergător atașării traductorilor, suprafața a fost

neutralizată prin aplicarea unei soluții de hidroxid de amoniu și pentahidrat de sodiu (M Prep

Neutraliser 5A).

Lipirea traductorilor de suprafața elementelor CPAFS reprezintă, de asemenea, un proces

elaborat compus din mai multe etape pregătitoare. În prima etapă, traductorii rezistivi sunt

poziționați pe o suprafață de sticlă, decontaminată în prealabil, și sunt fixați cu benzi adezive.

Benzile adezive împreună cu traductorii au fost ulterior atașate provizoriu pe elementul CPAFS,

în vederea aplicării catalizatorului de aderență compus din soluție de propan (200 Catalyst-C ).

Lipirea traductorilor s-a realizat cu ajutorul unui adeziv pe bază de soluție de etil cianoacrilat (M

BOND 200), reacția de maturare a adezivului fiind declanșată prin presarea ansamblului timp de

2 minute. După lipirea celor 3 traductori ai unei probe, benzile adezive protectoare au fost

îndepărtate. Caracteristicile traductorilor rezistivi sunt prezentate în tabelul 7.11.

După instalarea traductorilor rezistivi, la racordajele electrice ale acestora au fost legate

firele conductoare. Pe fiecare epruvetă s-a fixat câte o rigletă electrică prin intermediul căreia s-a

realizat legătura dintre cablurile provenite de la sistemul de achiziție și firele conductoare ale

traductorilor rezistivi. Modalitatea de instrumentare a epruvetelor este prezentată în figura 7.19.

Figura 7.19 Instrumentarea epruvetelor cu 3 traductori rezistivi și LVDT



109

Tabelul 7.6 Caracteristicile traductorilor rezistivi

Marcă Referință

produs

Lungime Factor

transformare

Rezistență

electrică

Coeficient

termic

HBM 6/120LY18 5 mm 2,18±1,0% 120,0 Ohm -0,010% / 0C

KIOWA KFRP-5-120-

C1-1

5 mm 1,98±1,0% 120,0 Ohm -0,015% / 0C

7.4.5 Descrierea metodologiei de testare

Ambele tipuri de îmbinări (SLJ și TAJ) au fost solicitate la întindere, până a survenit cedarea,

utilizând mașina universală de testare ZWICK / Roell SP 1000 aflată în dotarea Laboratorului de

Materiale Compozite al Facultății de Construcții și Instalații din Iași. Testarea a fost realizată în

control de forță, la o rată prestabilită de 5 kN / min. Caracteristicile mașinii de testare sunt

prezentate în tabelul. 7.7.

Tabelul 7.7 Caracteristicile mașinii de încercare ZWICK / Roell SP1000

Capacitate maximă

admisibilă (tracțiune /

compresiune

Forța maximă

de strângere a

bacurilor

Tip de control a

celulei de încărcare

Înălțime Lățime Adâncime

1000 kN 2500 kN Forță 4200 mm 1100

mm

760 mm

Dimensiuni bacuri Cursa

maximă

Nivel decibeli la

încărcare maximă

Interval

deplasare brațe

--- ---

135x120 mm 600 mm 70 0,1 – 200

mm/min

--- ---

O etapă importantă, premergătoare testării, este constituită de poziționarea și centrarea

epruvetelor în bacurile presei. Echilibrarea epruvetelor tip SLJ s-a realizat cu ajutorul unor

adaosuri lipite la capetele probelor. Adaosurile au fost decupate din același tip de element CPAFS,

iar lipirea lor s-a efectuat utilizând aceiași adezivi epoxidici. Astfel, au fost compensate

excentricitățile rezultate în urma suprapunerii elementelor CPAFS, iar probele au fost centrate cu

ușurință în mașina de testare. În cazul epruvetelor tip TAJ, nu s-au utilizat adaosuri de montaj,

întrucât axa de încărcare coincide cu axa neutră a sistemului.



110

Semnalele emise de către traductorii rezistivi, traductorul tip LVDT și de către celula de

forță a mașinii de testare au fost înregistrate, normalizate și corelate între ele cu ajutorul unui

sistem de achiziții de tip AdLink, la o rată de 100 de valori procesate pe secundă. Traductorii

rezistivi și traductorul de tip LVDT au primit alimentarea de la o sursă stabilizată și de înaltă

precizie de curent continuu.

Utilizarea traductorilor rezistivi pentru monitorizarea variațiilor deformațiilor specifice

reprezintă una din cele mai uzuale metode experimentale, fiind pusă în practică încă de la mijlocul

secolului 20 (Hoffmann, 1989; Sharpe, 2008; Anon, 2014a; Anon, 2014b). Principiul acestei

metode constă în convertirea diferențelor de tensiune apărute pe parcursul solicitării în deformații

specifice cu ajutorul unui aparat matematic bazat pe teoria punții Wheatstone (Fig. 7.20).

Figura 7.20 Punte Wheatstone (adaptat după Giurgiutiu, 2015)

Evaluarea deformațiilor specifice se realizează plecând de la ecuația 7.1.

rezultând

=

R

RGF

R

R

GF

=

(7.1)

unde:

𝐺𝐹 reprezintă factorul de transformare al traductorului rezistiv.

Pentru stabilirea raportului ∆𝑅

𝑅 se utilizează valoarea tensiunii de ieșire V0:

3 20

3 4 1 2

IN

R RV V

R R R R

= −

+ +

(7.2)



111

unde:

𝑉𝐼𝑁 este valoarea tensiunii de intrare.

Notând cu ∆𝑅 variația lui R1, ecuația 7.2. devine:

0 3 2

3 4 1 2IN

V R R

V R R R R R

= −

+ + +

(7.3)

Ținând cont de faptul că R1 = R2 și R3 = R4 și notând 𝑉𝑟 =𝑉0

𝑉𝐼𝑁, ecuația 7.3 poate fi

transformată:

(7.4)

După stabilirea relațiilor de transformare dintre tensiunea relativă și raportul rezistențelor,

variațiile deformațiilor specifice pentru fiecare traductor rezistiv se pot calcula aplicând ecuația

7.5

( )

4

1 2 4

1 2

r

r r

r

VRV VR

GF GF GF V

−

= = = −

(7.5)

REZULTATE ALE PROGRAMULUI EXPERIMENTAL PRIVIND EFICIENȚA

STRUCTURALĂ A ÎMBINĂRILOR ADEZIVE PENTRU ELEMENTE PULTRUDATE

112

Capitolul 8

REZULTATE ALE PROGRAMULUI EXPERIMENTAL

PRIVIND EFICIENȚA STRUCTURALĂ A ÎMBINĂRILOR

ADEZIVE PENTRU ELEMENTE PULTRUDATE

8.1 Introducere

Tipurile de epruvete descrise în capitolul anterior (cele realizate prin suprapunere simplă -

SLJ și cele obținute prin îmbinarea aderenților rigizi – TAJ) au fost solicitate la tracțiune

longitudinală până la cedare. Pe parcursul aplicării încărcării au fost monitorizați următorii

parametri specifici: forța de tracțiune, variația deformațiilor specifice în lungul zonei de conlucrare

și lunecarea dintre profilele compozite polimerice armate cu fibre de sticlă (CPAFS).

După finalizarea încercărilor, rezultatele au fost prelucrate și centralizate. Pe baza acestora,

au fost analizate modurile specifice de cedare, s-au trasat graficele tensiuni tangențiale – deformații

specifice și forță - deplasare, s-au investigat variațiile deformațiilor specifice ale adezivului la

diferite trepte de încărcare și s-au trasat graficele tensiuni tangențiale – lunecare.

8.2 Investigarea modurilor specifice de cedare în raport cu forțele capabile

ultime dezvoltate de îmbinări

Pentru fiecare epruvetă ce a făcut obiectul încercărilor experimentale, se prezintă în tabelul

8.1 modurile specifice de cedare și forțele capabile ultime. Pentru epruvetele cu caracteristici

identice s-au calculat indicatorii sintetici ai variației forțelor capabile (abaterea medie pătratică și

dispersia – variația).

În tabelul 8.1, notațiile utilizate pentru definirea mecanismelor de cedare specifice corespund

următoarelor cazuri:



113

• Cedări prin desprinderea și ruperea fibrelor la suprafața elementului CPAFS –

F-T (fibre tear failure);

• Cedări prin desprindere la interfața element CPAFS - adeziv – D (de-bonding

failure);

• Cedări coezive localizate la nivelul stratului de adeziv – C (cohesive failure);

Pentru 13 epruvete, cedarea a survenit prin cumulul mai multor mecanisme specifice,

ordinea de enumerare a acestora fiind de la modul dominant spre cele secundare (locale).

Dispersia s-a calculat ca medie aritmetică simplă, întrucât epruvetele au fost divizate în serii

simple (nu s-au utilizat distribuții de frecvență). Deoarece valorile forțelor capabile ultime provin

din eșantioane de volum redus (grupuri de câte două epruvete identice), extinderea rezultatelor la

nivelul populației totale de epruvete s-a realizat prin inferență statistică. Astfel, în calculul

dispersiei, la numitor s-a folosit (n-1) și nu ’n’, obținându-se un estimator mai exact al dispersiei

față de colectivitatea generală (Ecuația 8.1) (Chauvat și Reau, 2004).

𝑆2 =∑ (𝑥𝑖 − �̅�)2𝑛

𝑖=1

𝑛 − 1

(8.1)

Deoarece în cadrul programului experimental au fost testate epruvete obținute prin variația

mai multor parametri constructivi (tipologie de îmbinare, lungime de conlucrare, tip și grosime a

stratului de adeziv) este dificilă compararea valorilor forțelor capabile după caracteristici

exprimate prin aceeași unitate de măsură. Astfel, pentru fiecare set de epruvete cu caracteristici

identice, s-a calculat abaterea medie pătratică (Ecuația 8.2) pentru a se identifica devierea

rezultatelor de la tendința generală (Voineagu et al, 2007).

𝜎 = √(𝑆2)2 = √∑ (𝑥𝑖 − �̅�)2𝑛

𝑖=1

𝑛

(8.2)



114

Tabelul 8.1 Modurile de cedare și forțe capabile ultime

Nr. Nume probă Tip

adeziv

Rezistența la

întindere a

adezivului,

ft,a [N/mm2]

Modulul de

elasticitate

a

adezivului,

Ea [GPa]

Grosime

adeziv,

ta,30/330 [mm]

Mecanism

de cedare

Forță

ultimă,

Pult [kN]

1 S-70-1-30 (i) Sikadur

30 25 12,80 1 F-T-C 25.22

2 S-70-1-30 (ii) Sikadur

30 25 12,80 1 F-T 30.32

Dispersie: 13,00 Abaterea medie pătratică: 3,61

3 S-70-1-330 (i) Sikadur

330 30 4,50 1 F-T-C 36,65


330 30 4,50 1 F-T-C 33,60


5 S-70-2-30 (i) Sikadur

30 25 12,80 2 F-T-D 29,85


30 25 12,80 2 F-T 32,15


7 S-70-2-330 (i) Sikadur

330 30 4,50 2 F-T 30,02


330 30 4,50 2 F-T 30,86


9 S-70-3-30 (i) Sikadur

30 25 12,80 3 F-T 31,45


30 25 12,80 3 F-T 30,28


11 S-70-3-330 (i) Sikadur

330 30 4,50 3 F-T 26,43

12 S-70-3-330 (ii) Sikadur

330 30 4,50 3 F-T 26,97




115

13 S-100-1-30 (i) Sikadur

30 25 12,80 1 F-T-C 46,87

14 S-100-1-30 (ii) Sikadur

30 25 12,80 1 F-T-C 45,12


15 S-100-1-330 (i) Sikadur

330 30 4,50 1 F-T-C 43,77

16 S-100-1-330 (ii) Sikadur

330 30 4,50 1 F-T-C 45,23


17 S-100-2-30 (i) Sikadur

30 25 12,80 2 F-T 40,86

18 S-100-2-30 (ii) Sikadur

30 25 12,80 2 F-T-C 41,06


19 S-100-2-330 (i) Sikadur

330 30 4,50 2 F-T 41,91

20 S-100-2-330 (ii) Sikadur

330 30 4,50 2 F-T 38,24


21 S-100-3-30 (i) Sikadur

30 25 12,80 3 F-T 35,89

---- ----

22 S-100-3-330 (i) Sikadur

330 30 4,50 3 F-T-C 31,55

23 S-100-3-330 (ii) Sikadur

330 30 4,50 3 F-T 32,20


24 S-150-2-330 (i) Sikadur

330 30 4,50 2 F-T 63,55

25 S-150-2-330 (ii) Sikadur

330 30 4,50 2 F-T-C 58,41




116

26 T-100-1-30 (i) Sikadur

30 25 12,80 1 F-T-C 40,65

27 T-100-1-30 (ii) Sikadur

30 25 12,80 1 F-T-C 41,99


28 T-100-1-330 (i) Sikadur

330 30 4,50 1 F-T-D 44,80

29 T-100-2-30 (i) Sikadur

30 25 12,80 2 F-T 38,89

30 T-100-2-330 (i) Sikadur

330 30 4,50 2 F-T 40,13

Analizând valorile obținute pentru forțele capabile ultime dezvoltate de cele două tipologii

de îmbinări adezive (SLJ și TAJ), se pot face următoarele observații:

• Forțele capabile maxime (~ 60 kN) au fost înregistrate în cazul îmbinărilor de tip

SLJ, cu lungimea de conlucrare de 150 mm;

• Epruvetele de tip TAJ au dezvoltat forțe capabile ultime cu valori în intervalul 40 –

45 kN;

• Deoarece cedarea nu a fost controlată de proprietățile mecanice ale adezivului

(cedarea coezivă a fost înregistrată doar pe arii restrânse și izolate), forțele capabile

ultime nu variază în raport cu tipul și grosimea stratului de adeziv;

• În cazul epruvetelor cu aceiași parametri constructivi (lungime de conlucrare, tip și

grosime a stratului de adeziv), îmbinările de tip TAJ dezvoltă forțe capabile ultime

mai mari, comparativ cu îmbinările de tip SLJ. Acest fapt se explică prin

caracteristicile geometrice favorabile ale geometriei TAJ. Pentru îmbinările de tip

TAJ, axa de încărcare coincide cu axa neutră a sistemului, aspect ce contribuie în

mod substanțial la diminuarea valorilor tensiunilor normale (de cojire), ce se

dezvoltă, cu precădere în zonele de capăt ale îmbinărilor adezive.

În continuare (Fig. 8.1) sunt prezentate epruvetele, după finalizarea încercărilor.



117

Epruveta 1 - S-70-1-30 (i) – Cedare F-T-C Epruveta 2 - S-70-1-30 (ii)– Cedare F-T

Epruveta 3 - S-70-1-330 (i)– Cedare F-T-C Epruveta 4 - S-70-1-330 (ii)– Cedare F-T-C

Epruveta 5 - S-70-2-30 (i)– Cedare F-T-D Epruveta 6 - S-70-2-30 (ii)-Cedare F-T

Epruveta 7 - S-70-2-330 (i)– Cedare F-T Epruveta 8 - S-70-2-330 (ii)– Cedare F-T





118



Epruveta 17 - S-100-2-30 (i)– Cedare F-T Epruveta 18 - S-100-2-30 (i)–– Cedare F-T-C


Epruveta 21 - S-100-3-30 (i)– Cedare F-T Epruveta 22 - S-100-3-330 (i)– Cedare F-T-C

Epruveta 23 - S-100-3-330 (ii)– Cedare F-T

Epruveta 24 - S-150-2-330 (i)– Cedare F-T

Epruveta 25 - S-150-2-330 (ii)– Cedare F-T-C Epruveta 26 - T-100-1-30 (i)– Cedare F-T-C



119

Epruveta 27 - T-100-1-30 (ii)– Cedare F-T-C Epruveta 28 - T-100-1-330 (i)– Cedare F-T-D

Epruveta 29 - T-100-2-30 (i)– Cedare F-T Epruveta 30 - T-100-2-330 (i)– Cedare F-T-C

Figura 8.1 Ariile de conlucrare după cedarea epruvetelor

În urma investigării epruvetelor, după finalizarea testelor, s-a ajuns la concluzia că, în

majoritatea cazurilor, cedarea a survenit în stratul exterior al elementelor CPAFS, la o adâncime

de aproximativ 0,5 – 1,5 mm. În conformitate cu prevederile normativului ASTM 5573, această

tipologie de cedare se încadrează în categoria ‘fiber - tear’ (cedare prin desprinderea și ruperea

fibrelor).

Cu toate acestea, pentru unele epruvete cedarea s-a produs printr-un cumul de tipologii

specifice, constând în combinații între modul dominant de cedare (fiber – tear) și desprinderi la

nivelul interfeței (i.e. S-70-2-30 (i), T-100-1-330 (i)) și/sau cedări locale, coezive, în stratul de

adeziv (i.e. S-70-1-330 (i), S-70-1-330 (ii), S-100-1-30 (i), S-100-1-30 (ii), S-100-1-330 (i), S-

100-1-330 (ii), S-100-2-30 (ii), S-100-3-330 (i), S-150-2-330 (ii), T-100-1-30 (i), T-100-1-30 (ii)).

Aceste moduri de cedare nu sunt comune sistemelor de îmbinări adezive cu caracteristici

geometrice similare, dar realizate cu substraturi distincte. De exemplu, în cazul elementelor CPAF

atașate prin adeziune pe substraturi din beton, cel mai des întâlnit mod de cedare constă în

desprinderea la nivelul interfeței, ca urmare a rezistenței scăzute la întindere și a comportamentului

fragil al betonului (Ceroni et al, 2016). Pentru îmbinările adezive dintre lamele CPAF și elemente

din oțel, modul dominant de cedare constă într-o combinație între cedarea coezivă (la nivelul

adezivului) și desprinderea la nivelul interfeței, datorată în principal rezistențelor ridicate la

tracțiune și forfecare ale oțelului (Fernando, 2010; Lupășteanu et al, 2017; Lupășteanu et al, 2018).

Investigarea modurilor specifice de cedare s-a realizat prin focalizarea și analiza

microscopică a unor regiuni specifice (1,6 mm x 2,1 mm), localizate pe suprafețele de cedare ale

epruvetelor. Pentru o mai bună înțelegere, imaginile captate de către camera microscopului au fost

procesate utilizând programul de analiză grafică Material Plus Image Software.



120

Prin intermediul analizelor microscopice și grafice a suprafețelor de cedare, s-a urmărit

identificarea și cuantificarea unor parametri definitorii pentru dezvoltarea mecanismelor specifice

de cedare. Acești parametri sunt:

• Locația micro-fisurilor;

• Numărul și dimensiunile micro-fisurilor;

• Fracțiunea volumetrică a fibrelor;

• Fracțiunea volumetrică a matricei;

• Perimetrul și adâncimea cavităților prezente pe suprafața de cedare;

• Aria regiunilor unde s-a înregistrat separarea fibrelor de matrice.

8.2.1 Cedarea prin desprinderea și ruperea fibrelor

Modul dominant de cedare pentru ambele tipologii de îmbinare (SLJ și TAJ) constă în

desprinderea și ruperea fibrelor din straturile exterioare ale elementelor CPAFS. Acest mod de

cedare a fost înregistrat ca mod singular în cazul a 17 epruvete, și în combinație cu alte moduri

(desprindere la nivelul interfeței și cedare coezivă) pentru 13 probe. Astfel, se poate concluziona

că cedarea probelor nu a fost controlată de proprietățile mecanice ale adezivului (i.e. rezistența la

forfecare), ci de rezistența scăzută la tracțiune a straturilor de țesături și rășină dispuse la exteriorul

elementelor CPAFS.

După cum se poate observa în figura 8.2, pe suprafețele de cedare au fost identificate micro-

fisuri dezvoltate pe direcția de încărcare și regiuni specifice, caracterizate de separarea fibrelor de

matrice. Dimensiunile micro-fisurilor și perimetrele ariilor de separare dintre fibre și matrice sunt


Figura 8.2 Desprinderea și ruperea fibrelor. a) 25X; b) Det. A, 250X: c) Det. B, 250X.



121


Notație Descriere Dimensiuni (μm)

A1 Regiune de separare fibre - matrice 96516,62



L1 Micro-fisură 547,43













Imaginea captată de către camera microscopului a fost procesată grafic prin atribuirea de

culori distincte pentru ariile ocupate de fibre (verde) și cele ocupate de matrice (roșu) (Fig. 8.3).

Astfel, s-a constatat că procentele corespunzătoare fibrelor (~65 %) și ale matricei (~35 %) sunt

în concordanță cu valorile minime ale fracțiunilor volumetrice asigurate de către producătorul

elementelor CPAFS în fișele tehnice de produs (Fiberline, 2012).

Figura 8.3 Desprinderea și ruperea fibrelor, 25X. Verde – Fibre; Roșu - Matrice



122

8.2.2 Cedarea prin cumul de moduri specifice.


modul secundar – desprinderea la nivelul interfeței

În cazul a două epruvete (S-70-2-30 (i), T-100-1-330 (i)), s-a observat că mecanismul de

cedare predominant (desprinderea și ruperea fibrelor) a fost însoțit de un mod secundar reprezentat

de desprinderea la nivelul interfeței adeziv – CPAFS. În urma analizei microscopice a suprafețelor

de cedare a acestor două epruvete, s-a observat că regiunile unde s-a produs desprinderea

adezivului de elementul CPAFS au fost tratate insuficient. Acest aspect este evidențiat de profilul

topografic neregulat al suprafețelor, ce prezintă micro-fisuri și cavități rezultate în urma procesului

de șlefuire (Fig. 8.4, Tabelul 8.3). În cazul aderenților ce pot fi tratați prin procese mecanizate (i.e.

sablare) în vederea creșterii rugozității, profilul topografic rezultat este regulat, fiind controlat prin

selecția parametrilor de definire a procesului (presiune și viteză jet, tip și granulație material

abraziv, grad de fricțiune, tip de lubrifiere, ș.a.). Procesele mecanizate de tratare a suprafeței nu

sunt aplicabile elementelor CPAFS utilizate în cadrul acestui program experimental, deoarece,

conform producătorului, riscul de deplasare a armăturii interne este ridicat (Fiberline, 2012).

Figura 8.4 Mod combinat de cedare: Mod dominant - Desprinderea și ruperea fibrelor; Mod secundar:

desprinderea la nivelul interfeței, 25X. Detaliul A, 250 X.



123



A1 Micro-fisură 867,42











A1 Perimetru cavitate 6475,07









Pentru a se evidenția regiunile unde s-a produs cedarea prin desprindere a adezivului, imaginea

captată de către camera microscopului a fost procesată grafic prin identificarea și separarea zonelor

caracteristice. Figura 8.5 prezintă zonele în care nu s-a dezvoltat procesul de adeziune (colorate în

roșu) datorită tratării insuficiente a suprafeței elementului CPAFS.



124

Figura 8.5 Regiuni tratate insuficient, 25X


modul secundar – cedare coezivă

În cazul a 11 epruvete (S-70-1-330 (i), S-70-1-330 (ii), S-100-1-30 (i), S-100-1-30 (ii), S-

100-1-330 (i), S-100-1-330 (ii), S-100-2-30 (ii), S-100-3-330 (i), S-150-2-330 (ii), T-100-1-30 (i),

T-100-1-30 (ii)), cedarea a survenit prin cumulul a două tipologii specifice, constând în modul

dominant (desprinderea și ruperea fibrelor) și cedarea de tip coeziv (modul secundar). Cedarea de

tip coeziv presupune atingerea rezistenței la forfecare a adezivului și reprezintă modul optim de

cedare a îmbinărilor adezive. Deși proprietățile suprafețelor de suprapunere au fost îmbunătățite

considerabil (sporirea porozității și rugozității) în urma aplicării tratamentului de suprafață,

cedarea nu s-a înregistrat la nivelul stratului de adeziv decât pe arii restrânse și izolate. Raportând

tipologiile de cedare la forțele capabile ultime, se observă că cedarea a survenit ca urmare a

atingerii rezistenței la întindere a straturilor superioare ale elementelor CPAFS, iar caracteristicile

mecanice ale adezivilor nu au fost utilizate în mod eficient.

Regiunile restrânse unde s-a identificat cedarea de tip coeziv sunt caracterizate de mai multe

planuri de cedare paralele, fiecare dezvoltând micro-fisuri și cavități în stratul de adeziv (Fig. 8.6).

Dimensiunile minime ale micro-fisurilor au fost înregistrate pentru planurile de cedare de suprafață

(0,1 - 0,2 mm adâncime strat adeziv), iar cele maxime corespund planului median al stratului de

adeziv (Tabelul 8.4). De asemenea, cavitățile dezvoltate în stratul de adeziv cresc în perimetru și

adâncime, pe măsura dezvoltării planurilor de cedare.



125

Figura 8.6 Mod combinat de cedare: Mod dominant - Desprinderea și ruperea fibrelor; Mod secundar:

coeziv, 25X; Detaliul A, 250 X; Detaliul B, 500 X














8.3 Trasarea curbelor forță – deplasare

Trasarea curbelor forță – deplasare a fost realizată prin corelarea înregistrărilor variației

forței de tracțiune cu valorile deplasării relative dintre cei doi aderenți CPAFS, monitorizate cu

ajutorul traductorului liniar de tip LVDT. În continuare, (Fig. 8.7 – 8.10), se prezintă graficele ce



126

reunesc curbele de încărcare – deplasare, grupate pentru epruvetele de același tip și cu aceeași

lungime de conlucrare.

Figura 8.7 Grafic forță – deplasare pentru epruvetele din seria S - 70



127





128

Figura 8.10 Grafic forță – deplasare pentru epruvetele din seria T - 100

Analizând alura și panta curbelor de încărcare – deplasare, se constată că toate epruvetele

sunt caracterizate de un comportament liniar – elastic, cu modificări minore pe parcursul aplicării

forței. Variațiile de la această comportare au fost înregistrate în cazul îmbinărilor realizate prin

suprapunere simplă cu lungimea de conlucrare de 70 mm, respectiv 100 mm, după atingerea

pragului de 50 % din forța ultimă. În cazul îmbinărilor cu aderenți rigizi, curbele de încărcare –

deplasare prezintă o variație minoră de la caracterul liniar – elastic, caracterizată de un palier de

creștere accelerată a încărcării și de stagnare a deplasărilor în intervalul 2 – 12 kN.

Forța de tracțiune maximă (~ 60 kN) a fost înregistrată pentru îmbinările realizate prin

suprapunere simplă cu lungimea de conlucrare de 150 mm. Îmbinările cu aderenți rigizi au

înregistrat forțe capabile ultime cuprinse între 40 și 45 kN.

Datorită comportamentului liniar – elastic, deplasările maxime corespund îmbinărilor

realizate prin suprapunere simplă cu lungimea de conlucrare de 150 mm, fiind apropiate de 1,30

mm. Îmbinările de tip SLJ cu lungimile de conlucrare de 70 mm și de 100 mm au înregistrat

deplasări maxime de 0,6 mm, respectiv 0,8 mm. Comparând deplasările epruvetelor cu aceeași

configurație geometrică, dar îmbinate cu adezivi diferiți, se observă că variațiile sunt minore, fiind

cuprinse în intervalul 0,05 – 0,1 mm.

Pe baza tipologiilor de cedare ale epruvetelor și a comportamentului rezultat din curbele de

încărcare – deplasare, se poate stabili o legătură directă între mecanismul de cedare și alura curbei.

Astfel, întrucât mecanismul de cedare nu a fost controlat de proprietățile mecanice ale adezivului,

curbele de încărcare – deplasare nu prezintă modificări în ceea ce privește alura și valorile ultime

ale epruvetelor cu aceleași caracteristici geometrice și tip de adeziv, dar cu grosimi diferite ale



129

stratului de adeziv. Conform unor studii similare (Adams și Peppiatt, 1974; Lu și Youngblood,

2015; Marques et al, 2015; Machado et al, 2018), dacă mecanismul de cedare dominant ar fi fost

de tip coeziv, valorile ultime ale forței capabile și ale deplasărilor ar fi scăzut odată cu creșterea

grosimii straturilor de adeziv.

8.4 Trasarea curbelor tensiuni tangențiale – deformații specifice

Deformațiile specifice în raport cu lungimea de conlucrare au fost monitorizate, pe parcursul

aplicării încărcării, cu ajutorul traductorilor rezistivi fixați pe extradosul elementelor CPAFS.

Deformațiile specifice înregistrate de aceste instrumente sunt apropriate ca valoare de cele

dezvoltate de adezivi, întrucât diferențele de rigiditate dintre elementele CPAFS și adezivi sunt

suficient de mari pentru a nu altera măsurătorile. Tensiunile tangențiale au fost obținute prin

raportarea forței de tracțiune la aria secțională a stratului de adeziv.

Pe baza valorilor tensiunilor tangențiale și a deformațiilor specifice, s-au trasat curbele de

variație pentru epruvetele testate în cadrul programului experimental (Fig. 8.11 – 8.27). Graficele

sunt prezentate în ordinea stabilită în tabelul 8.1, iar curbele epruvetelor cu configurații identice

sunt ilustrate simultan.


S–70–1-30 (i) și S-70-1-30 (ii)



130


S–70–1-330 (i) și S-70-1-330 (ii)


S–70–2-30 (i) și S-70-2-30 (ii)


S–70–2-330 (i) și S-70-2-330 (ii)



131


S–70–3-30 (i) și S-70-3-30 (ii)


S–70–3-330 (i) și S-70-3-330 (ii)


S–100–1-30 (i) și S-100-1-30 (ii)



132


S–100–1-330 (i) și S-100-1-330 (ii)


S–100–2-30 (i) și S-100-2-30 (ii)


S–100–2-330 (i) și S-100-2-330 (ii)



133


S–100–3-30 (i)


S–100–3-330 (i) și S-100-3-330 (ii)


S-150-2-330 (i) și S-150-2-330 (ii)



134


T–100–1-30 (i) și T-100-1-30 (ii)


T-100-1-330 (i)


T–100–2-30 (i)



135


T–100–2-330 (i)

Se observă că tensiunile tangențiale cresc aproape liniar în raport cu deformațiile specifice,

iar alura graficelor este similară pentru epruvetele de același tip (SLJ sau TAJ). Variația dintre

datele înregistrate de traductorul rezistiv numărul 2 și traductorul rezistiv numărul 3 este restrânsă,

valorile maxime fiind situate în intervalul 0,5 – 0,8 ‰ pentru îmbinările de tip SLJ cu lungimea

de conlucrare de 70 mm, în intervalul 0,8 – 1,5 ‰ pentru îmbinările de tip SLJ cu lungimea de

conlucrare de 100 mm, respectiv în intervalul 1 – 2 ‰ pentru îmbinările de tip SLJ cu lungimea

de conlucrare de 150 mm. Aceste rezultate nu sunt însă valabile pentru îmbinările de tip TAJ, în

acest caz variațiile dintre deformațiile specifice înregistrate de traductorul rezistiv numărul 2 și

traductorul rezistiv numărul 3 fiind cuprinse între 1 ‰ și 7 ‰. Pentru îmbinările de tip SLJ, valorile

maxime ale deformațiilor specifice sunt înregistrate în aproprierea capătului încărcat al

epruvetelor, pe când, în cazul îmbinărilor de tip TAJ, datorită caracteristicilor geometrice

favorabile, întreaga arie de conlucrare este mobilizată, înregistrându-se astfel valori semnificative

și pentru traductorul rezistiv numărul 1.

De asemenea, se observă că nu au fost înregistrate variații considerabile privind alura și

valorile ultime ale tensiunilor tangențiale și ale deformațiilor specifice pentru epruvetele cu

configurații geometrice identice, dar realizate cu grosimi și tipuri diferite de adezivi. Acest aspect

este justificat de particularitățile mecanismului de cedare dominant (cedarea prin desprinderea și

ruperea fibrelor). Prin urmare, cedarea nu a fost controlată de proprietățile mecanice ale adezivilor,

ci de rezistența scăzută la întindere a straturilor exterioare ale elementelor CPAFS. Cedarea

epruvetelor corespunde astfel, unor tensiuni tangențiale cuprinse în intervalul 4 - 6 MPa, valori

mult mai reduse față de rezistențele la forfecare ale adezivilor.



136

8.5 Variația deformațiilor specifice în lungul zonei de îmbinare

Variația deformațiilor specifice în raport cu lungimea de conlucrare reprezintă un parametru

definitoriu în descrierea caracteristicilor specifice conlucrării dintre elementele CPAFS îmbinate

adeziv. Pe parcursul încercărilor, deformațiile specifice au fost monitorizate cu ajutorul

traductorilor rezistivi atașați pe extradosul elementelor CPAFS, în dreptul zonei de conlucrare.

Figurile 8.28 – 8.44 reunesc curbele de variație a deformațiilor specifice, în lungul zonei de

conlucrare, la diferite trepte de aplicare a încărcării. Fracțiunile din forța capabilă sunt grupate pe

intervale mai mari în domeniul 0,1 - 0,7 Pult și mai restrânse în domeniul 0,85 Pult - Pult, cu scopul

de a identifica schimbările ce se pot produce anterior cedării finale.

Figura 8.28 Variația deformațiilor specifice în lungul zonei de îmbinare la diferite trepte de încărcare -

epruvetele S–70–1-30 (i) și S-70-1-30 (ii)

Figura 8.29 Variația deformațiilor specifice în lungul zonei de îmbinare la diferite trepte de încărcare –




137









138









139






epruveta S–100–3-30 (i)



140




epruvetele S-150-2-330 (i) și S-150-2-330 (ii)


epruvetele T-100-1-30 (i) și T-100-1-30 (ii)



141


epruveta T-100-1-330 (i)







142

Analiza distribuțiilor deformațiilor specifice în lungul zonei de conlucrare, la diferite trepte

de încărcare, oferă informații legate de modul de comportare al celor două tipologii de îmbinări

(SLJ și TAJ), în raport cu variațiile parametrilor constructivi (lungime de conlucrare, tip și grosime

de adeziv) dar, mai ales, despre particularitățile mecanismelor specifice de cedare dezvoltate de

acestea.

Astfel, comparând valorile obținute pentru epruvetele realizate cu adezivul Sikadur 30 în

raport cu cele ale epruvetelor realizate cu adezivul Sikadur 330, se observă că în al doilea caz,

valorile ultime ale deformațiilor specifice sunt relativ mai mari. Aceste diferențe sunt înregistrate,

cu precădere, în cazul epruvetelor ce au dezvoltat moduri de cedare combinate, incluzând cedarea

de tip coeziv, și pot fi justificate de diferențele dintre rezistențele mecanice și modulii de

elasticitate ale celor două tipuri de adezivi.

De asemenea, se observă că, pentru ambele tipuri de îmbinări, distribuțiile deformațiilor

specifice sunt grupate, demonstrând astfel lipsa caracterului progresiv al cedării. Acest aspect este

caracteristic mecanismului de cedare dominant dezvoltat de epruvete (cedare prin desprinderea și

ruperea fibrelor). Dacă cedarea ar fi survenit predominant la nivelul adezivului (cedare coezivă),

distribuțiile deformațiilor specifice ar fi fost mult mai împrăștiate și mai extinse spre capetele libere

ale îmbinărilor, ca urmare a mobilizării treptate a ariei de conlucrare.

Comparând graficele de distribuție a deformațiilor specifice obținute pentru epruvetele care

au configurație identică, dar grosimi diferite ale stratului de adeziv, se observă că atât valorile

ultime, cât și alura acestora nu variază semnificativ, în raport cu grosimea adezivului, aspect ce

derivă, de asemenea, din caracteristicile modului de cedare dominant al epruvetelor. În cazul în

care cedarea nu s-ar fi produs la nivelul stratului exterior al elementelor CPAFS, deformațiile

ultime și forțele capabile ultime ar fi scăzut în raport cu creșterea grosimii stratului de adeziv, lucru

demonstrat de rezultatele înregistrate de diferite echipe de cercetare ce au dezvoltat programe

experimentale în domeniul îmbinărilor adezive (Adams și Peppiatt, 1974; Lu și Youngblood, 2015;

Marques et al, 2015; Machado et al, 2018).

8.6 Trasarea curbelor tensiuni tangențiale – lunecare

Comportarea la nivelul interfețelor, la forfecare, a îmbinărilor adezive este caracterizată în

mod eficient de curba tensiuni tangențiale – lunecare. Această curbă este trasată în urma

determinărilor experimentale și stabilește o relație directă, aplicabilă în proiectarea îmbinărilor

adezive, între valorile tensiunilor tangențiale și lunecările corespondente, dintre elementele

CPAFS, în diferite puncte de monitorizare localizate pe lungimea de conlucrare.

În cazul epruvetelor realizate prin suprapunere simplă (SLJ sau TAJ), aceste valori se pot

obține pe baza variațiilor deformațiilor specifice, monitorizate cu ajutorul traductorilor rezistivi



143

atașați pe extradosul elementelor CPAFS, prin aplicarea ecuațiilor 8.1 și 8.2 (Pham și Al-Mahaidi,

2005).

( )

( )1

/2

1

i i

i CPAFC CPAFC

i i

E tL L

+

+

−=

−

(8.1)

( )( )

( )( )1 1 2

/2 1 2 14 2

ni i i i

i i i i i

i i

L L L L

+ + +

+ + +

=

− += − + −

(8.2)

unde:

휀𝑖 = valoarea deformației specifice înregistrată de traductorul rezistiv „i”, pornind dinspre capătul

încărcat al epruvetei, spre cel liber;

𝑛 = numărul total de traductori rezistivi;

𝐿𝑖 = distanța până la centrul traductorului rezistiv „i”, pornind dinspre capătul încărcat al epruvetei,

spre cel liber; 𝜏𝑖/2 =(𝜀𝑖−𝜀𝑖+1)

(𝐿𝑖+1−𝐿𝑖)𝐸𝐶𝑃𝐴𝐹𝑆𝑡𝐶𝑃𝐴𝐹𝑆;

𝐸𝐶𝑃𝐴𝐹𝐶 , 𝑡𝐶𝑃𝐴𝐹𝐶 = modulul de elasticitate și grosimea elementului CPAFS;

𝜏𝑖/2 = valoarea tensiunii tangențiale calculată la mijlocul distanței dintre traductorii rezistivi „i” și

„i+1”;

𝛿𝑖/2 = valoarea lunecării calculată la mijlocul distanței dintre traductorii rezistivi „i” și „i+1”;

Valorile tensiunilor tangențiale și ale lunecărilor au fost calculate pe baza distanțelor indicate în

figura 8.45.

Figura 8.45 Distanțele de calcul a tensiunilor tangențiale și ale lunecărilor

Prin aplicarea ecuațiilor 8.1 și 8.2, au fost determinate valorile tensiunilor tangențiale și ale

lunecărilor și au fost trasate graficele aferente fiecărei epruvete (Fig. 8.46 – 8.62).



144

Figura 8.46 Variația deformațiilor specifice în lungul zonei de îmbinare la diferite trepte de încărcare -








145









146









147




epruveta S–100–3-30 (i)





148


epruvetele S-150-2-330 (i) și S-150-2-330 (ii)


epruvetele T-100-1-30 (i) și T-100-1-30 (ii)





149





Principala concluzie ce rezultă în urma analizei graficelor tensiuni tangențiale – lunecare

este că alura acestora este liniară, fiind caracterizată de un palier singular, ascendent. Acest lucru

este susținut de lipsa caracterului progresiv și implicit coeziv al mecanismului dominant de cedare

identificat pentru cele două tipuri de îmbinări (SLJ și TAJ). Dacă cedarea ar fi fost de tip coeziv,

alura graficelor ar fi fost influențată în mod direct de caracteristicile adezivilor, fiind de tip bi-

liniar. Forma bi-liniară este caracterizată de două paliere, unul ascendent și unul descendent, inițiat

după atingerea tensiunilor tangențiale maxime.

Pe baza graficelor tensiuni tangențiale – lunecare ce prezintă alură liniară, se pot evalua doi

dintre principalii parametrii de conlucrare:

• Tensiunea tangențială maximă, τmax;

• Lunecarea aferentă atingerii tensiunii tangențiale maxime, δ1.



150

Tensiunile tangențiale maxime obținute prin aplicarea ecuației 8.1 variază nesemnificativ în

raport cu cele determinate prin metoda simplificată, prezentată în cadrul secțiunii 8.4. Astfel,

valorile maxime sunt cuprinse în intervalul (3,5 – 6 MPa), fiind cu mult reduse față de rezistențele

la forfecare ale adezivilor.

Pentru cele două tipologii de epruvete, analiza variației lunecărilor specifice în raport cu

lungimea de conlucrare permite formularea următoarelor observații:

• La epruvetele SLJ cu lungimea de conlucrare de 70 mm și grosimea stratului de

adeziv de 1, 2 și 3 mm, lunecările maxime δf au fost situate în intervalul 0,015 –

0,025 mm. Se poate observa că lunecările aferente atingerii tensiunilor tangențiale

maxime nu variază în raport cu grosimea adezivului și aparțin unui interval fix;

• La epruvetele SLJ și TAJ cu lungimea de conlucrare de 100 mm și grosimea

stratului de adeziv de 1, 2 și 3 mm, lunecările maxime δf au fost situate în intervalul

0,03 – 0,06 mm, respectiv 0,015 – 0,2 mm. Se concluzionează astfel că pentru

aceeași parametri constructivi (lungime de conlucrare, tip și grosime adeziv),

lunecările înregistrate în cazul îmbinărilor tip TAJ sunt semnificativ mai mici în

raport cu cele înregistrate de îmbinările tip SLJ.

• La epruvetele SLJ cu lungimea de conlucrare de 150 mm și grosimea stratului de

adeziv de 1, 2 și 3 mm, lunecările maxime δf au fost situate în intervalul 0,09 – 0,9

mm;

• Concluzia rezultată pe baza analizei variației lunecărilor specifice, general valabilă

pentru toate epruvetele ce au făcut obiectul programului experimental este că atât

valorile maxime ale lunecărilor, cât și distribuția lor nu variază în raport cu tipul și

cu incrementarea stratului de adeziv.

8.7 Concluzii

Acest capitol a avut ca obiectiv principal prezentarea rezultatelor programului experimental,

raportate la parametrii ce caracterizează fenomenul de conlucrare dintre elementele compozite

pultrudate îmbinate adeziv. Toate cele 30 de epruvete ce au făcut obiectul programului

experimental au fost solicitate la forfecare, până la cedare, prin aplicarea forțelor de tracțiune la

nivelul elementelor CPAFS. Forțele capabile ultime au fost utilizate atât ca parametri de analiză a

răspunsului structural al îmbinărilor, cât și ca date de intrare pentru analiza numerică pe baza

metodei elementului finit, ce este prezentată în cadrul capitolului următor. Rezultatele obținute pe

cale experimentală (distribuțiile forțelor capabile, deplasărilor și deformațiilor specifice) nu au fost

comparate cu valori calculate prin intermediul modelelor teoretice, datorită incompatibilității

dintre modurile de cedare dezvoltate de către epruvete și cele presupuse de modelele analitice de

calcul. Modelele teoretice dezvoltate pentru îmbinările adezive dintre elemente CPAF presupun

dezvoltarea unui mecanism de cedare dominant de tip coeziv, progresiv, aspect infirmat de modul



151

de cedare dominant înregistrat în cadrul programului experimental (cedarea prin desprinderea și

ruperea fibrelor).

Pe baza analizei mecanismelor de cedare ale epruvetelor, s-a observat că acestea corespund

cu tipologii regăsite în cadrul altor lucrări de specialitate (Keller și Vallee, 2005; Vallee și Keller,

2006; Vallee et al, 2009). Deși 13 epruvete au dezvoltat un cumul de moduri de cedare, modul

dominant, ce constă în desprinderea și ruperea fibrelor, este comun tuturor epruvetelor. Modurile

subsidiare de cedare (desprinderi la nivelul interfețelor și cedarea de tip coeziv) au avut în

totalitatea cazurilor, un caracter local, izolat. Fiecare mecanism de cedare a fost caracterizat pe

baza analizei microscopice și grafice, concluzionându-se că principala preocupare în dezvoltarea

acestor tipuri de îmbinări constă în dirijarea cedării la nivelul stratului de adeziv pentru utilizarea

deplină a proprietăților mecanice ale acestuia.

În urma trasării curbelor de încărcare – deplasare, s-a observat că toate epruvetele sunt

caracterizate de un comportament liniar, cu schimbări minore de pantă pe parcursul aplicării

încărcării, înregistrate în general după atingerea pragului de 50 % din forța ultimă. Forța de

tracțiune maximă (60 kN) a fost obținută pentru îmbinările de tip SLJ cu lungimea de conlucrare

de 150 mm. Îmbinările de tip TAJ au înregistrat forțe capabile ultime cuprinse în intervalul 40 –

45 kN. De asemenea, ca urmare a comportamentului liniar – elastic, s-a constat o creștere a

deplasărilor în raport cu lungimea de conlucrare.

Analizând distribuțiile tensiunilor tangențiale, s-a observat o creștere aproape liniară în

raport cu deformațiile specifice, precum și o alură comună a curbelor pentru cele două tipologii de

epruvete (SLJ și TAJ). Concluzia principală ce derivă din investigarea acestor grafice este că nu

prezintă variații ale pantei și ale valorilor ultime (tensiuni tangențiale și deformații specifice),

pentru epruvetele cu caracteristici geometrice identice, dar realizate cu tipuri și grosimi diferite de

adezivi. Această deducție validează particularitățile mecanismului de cedare dominant (cedarea

prin desprinderea și ruperea fibrelor) și este general valabilă pentru toți parametrii investigați în

cadrul programului experimental (forțe ultime, deformații specifice, tensiuni tangențiale,

deplasări), raportați la grosimea și tipul adezivului.

În urma trasării curbelor de distribuție a deformațiilor specifice, în lungul zonei de

conlucrare, la diferite trepte de încărcare, s-a observat că valorile obținute pentru epruvetele

realizate cu adezivul Sikadur 30 sunt mai mici comparativ cu cele înregistrate în cazul epruvetelor

realizate cu adezivul Sikadur 330. Aceste diferențe au fost înregistrate, cu precădere, în cazul

epruvetelor ce au dezvoltat moduri de cedare combinate, incluzând cedarea de tip coeziv și pot fi

justificate de diferențele dintre rezistențele mecanice și modulii de elasticitate ale celor două tipuri

de adezivi. De asemenea, pentru ambele tipuri de îmbinări, distribuțiile deformațiilor specifice

sunt grupate, demonstrând astfel lipsa caracterului progresiv al cedării. Acest aspect este

demonstrat și de alura curbelor tensiuni tangențiale – lunecare. Astfel, în urma trasării graficelor,



152

s-a constatat că pentru toate cele 30 de epruvete, alura este liniară, fiind caracterizată de un singur

palier ascendent.

Corelând datele obținute pe baza programului experimental cu indicațiile prezentate în

propunerea de normativ Prospect for new guidance in the design of FRP, elaborată în cadrul

Comisiei Europene, se pot formula următoarele concluzii:

• Efectuarea unui tratament de suprafață corespunzător duce la creșterea performanțelor

structurale a îmbinărilor adezive pentru elemente CPAF;

• Tratamentul de suprafață nu poate asigura transmiterea tensiunilor către straturile cu

rol structural ale elementelor pultrudate CPAF. În acest sens, se recomandă selectarea

unei soluții hibride de îmbinare (îmbinări cu șuruburi sau nituri și adeziv) sau utilizarea

mai multor tipuri de adezivi cu proprietăți elastice diferite, dispuși pe aceeași arie de

conlucrare;

• Îmbinările cu configurații geometrice favorabile (i.e. TAJ) pot dezvolta forțe capabile

ultime superioare în raport cu îmbinările de tip SLJ cu grosimi și lungimi ale stratului

de adeziv identice;

• Grosimea stratului de adeziv nu influențează în mod direct valorile ultime ale forțelor

capabile, tensiunilor tangențiale, deformațiilor specifice și deplasărilor, excepție fac

îmbinările ce dezvoltă modul de cedare dominant, de tip coeziv, progresiv;

• Îmbinările adezive dintre elemente CPAF sunt în proces de a fi acceptate ca îmbinări

cu rol structural și implicit introduse în suita de standarde Eurocode, însă selecția lor

este condiționată de realizarea unor programe experimentale extinse. Aceste programe

au ca rol principal caracterizarea fenomenului de conlucrare și obținerea unor date

privind parametrii definitorii, cu grad mare de aplicabilitate în faza de proiectare.



153

Capitolul 9

MODELAREA NUMERICĂ A COMPORTĂRII

ÎMBINĂRILOR ADEZIVE PE BAZA METODEI CU

ELEMENTE FINITE

9.1 Introducere

Analiza numerică constă în studiul algoritmilor, pe baza aproximărilor numerice, pentru

probleme de matematică continuă (Radeș, 2006). În aplicațiile inginerești, analiza numerică poate

fi utilizată prin implementarea a trei metode distincte, după cum urmează (Rappaz et al, 2003):

• Metoda Diferențelor Finite (MDF);

• Metoda Elementelor Finite (MEF);

• Metoda elementelor de frontieră.

În domeniul ingineriei civile, se aplică, cu precădere, metoda elementelor finite. Bazele

acestei metode au fost formulate pentru prima dată în 1943 de către matematicianul Richard

Courant care, prin aplicarea teoriei Ritz în problemele de calcul variațional, a obținut rezultate

satisfăcătoare pentru diferite sisteme cu vibrații (Maksay și Bistrian, 2008). Metoda elementelor

finite constă în discretizarea unui domeniu în elemente geometrice simple (elemente finite) și

permutarea variabilelor generale de calcul la nivelul acestora. Prin stabilirea gradelor de libertate

și a condițiilor de echilibru și compatibilitate, se obțin soluțiile necunoscutelor de calcul, în raport

cu fiecare subdomeniu reprezentat de un element finit (Lateș, 2008).

Modul de implementare și principalele avantaje ale analizei numerice bazate pe metoda

elementelor finite au fost explicitate și exemplificate prin studii de caz în cadrul capitolului 6.

MODELAREA NUMERICĂ A COMPORTĂRII ÎMBINĂRILOR ADEZIVE PE BAZA METODEI

CU ELEMENTE FINITE

154

9.2 Modelarea și analiza numerică a îmbinărilor adezive pentru elemente

pultrudate din compozite polimerice armate cu fibre de sticlă (CPAFS)

9.2.1 Conceperea modelelor numerice

Analiza numerică a epruvetelor ce au făcut obiectul programului experimental, descris în

cadrul capitolelor 7 și 8, a fost realizată utilizând programul de calcul cu element finit Ansys

Workbench (ANSYS Workbench user’s guide, 2009). Geometria efectivă a modelelor a fost

obținută prin atribuirea a 3 forme geometrice simple pentru îmbinările prin suprapunere simplă

(SLJ), respectiv a 7 forme geometrice pentru îmbinările cu aderenți rigizi (TAJ) (Fig. 9.1 – 9.2).

Fiecărei forme geometrice (elementare) i-au fost definiți parametrii de conectivitate și formă

pentru a corespunde modelului real.

Figura 9.1 Model numeric pentru îmbinările realizate prin suprapunere simplă

Figura 9.2 Model numeric pentru îmbinările cu aderenți rigizi

Modelele numerice tridimensionale finale au fost discretizate utilizând elemente finite

triunghiulare de dimensiune 0,2 - 1 mm pentru stratul de adeziv, respectiv elemente finite



155

dreptunghiulare cu dimensiunea maximă de 1,5 mm, pentru aderenți (Fig. 9.3). Pentru aria de

conlucrare s-a utilizat o discretizare fină cu un nivel de îndesire ridicat (0,1 mm dimensiunea

maximă a elementului finit), (Fig. 9.4). De asemenea, același nivel de discretizare a fost atribuit și

zonelor de capăt ale stratului de adeziv, deoarece aceste regiuni, fiind susceptibile dezvoltării

concentratorilor de tensiuni, necesită o atenție ridicată. Trecerea dintre regiunile de discretizare cu

nivele diferite s-a realizat progresiv, cu un gradient redus, prin intermediul unor zone tampon,

denumite și smooth transition regions. Prin modelarea acestor zone de trecere, se evită riscul

apariției punctelor de discontinuitate în rețeaua de discretizare. Stabilirea tipului și dimensiunii

maxime a elementelor de discretizare a fost decisă în raport cu indicațiile și concluziile obținute

în cadrul unor studii numerice anterioare (Hudișteanu et al, 2016a, b; Hudișteanu et al, 2017a, b,

c, d; Hudișteanu et al, 2018; Ungureanu et al, 2016a, b; Ungureanu et al, 2017a, b, c, d; Ungureanu

et al, 2018a, b) și în vederea satisfacerii condițiilor de convergență (variație sub 1% a valorilor

maxime a parametrilor analizați).


Figura 9.4 Discretizarea ariei de conlucrare și a stratului de adeziv


CU ELEMENTE FINITE

156

Elementele CPAFS au fost definite ca materiale ortotrope, cu comportare liniar elastică, iar

proprietățile fizice și mecanice ale acestora au fost luate din fișele tehnice furnizate de către

producător (Fiberline, 2012). Pentru definirea adezivilor structurali, epoxidici, bi-componenți,

Sikadur 30 și Sikadur 330, s-au utilizat materiale izotrope cu comportare liniar elastică, a căror

proprietăți au fost modificate în raport cu caracteristicile prezentate în fișele tehnice de produs

(Fișe tehnice Sikadur – 30, 2014; Sikadur – 330, 2014).

Zonele de interfață dintre cele două elemente ale sistemului (profilul CPAFS și adeziv) au

fost definite utilizând contactul de tip bonded (Fig. 9.5). Pentru acest tip de regiune de contact,

parametrul definitor constă în tipul și numărul punctelor de ancoraj ce se formează prin penetrarea

adezivului în cavitățile de pe suprafața aderentului. Astfel, s-a utilizat definirea de tip pure penalty

formulation, au fost determinate pozițiile punctelor de ancoraj utilizând nodurile matricei de

discretizare, unde axa normală este perpendiculară pe planul suprafeței de contact și a fost stabilit

factorul de penetrare al adezivului, în raport cu rezultatele studiilor microscopice prezentate în

cadrul capitolelor 5 și 7 (Kohnke, 1999; ANSYS Workbench user’s guide, 2009; Barbero, 2014).

Toate gradele de libertate au fost blocate la nivelul extremității libere a elementelor CPAFS,

iar eforturile obținute experimental au fost aplicate la capătul opus al îmbinărilor. Pentru

determinarea soluțiilor, s-a selectat analiza de tip liniar elastică.

Figura 9.5 Definirea suprafeței și tipului de contact (după Kohnke, 1999)

9.2.2 Rezultatele modelării numerice

Primul parametru de conlucrare, investigat în cadrul analizelor numerice a fost deplasarea

maximă a epruvetelor. După cum se poate observa în figurile 9.6 – 9.9, hărțile cromatice prezintă

un tipar comun, valorile maxime fiind înregistrate în zona capătului încărcat, iar zona capătului

liber dezvoltă deplasări nesemnificative. Având în vedere alura și cromatica comună a hărților de

deplasări, se prezintă câte o diagramă pentru fiecare serie de epruvete (în funcție de tipul îmbinării

și de lungimea de conlucrare). Rezultatele tuturor epruvetelor ce au făcut obiectul analizelor

numerice sunt prezentate grafic, prin comparație cu valorile determinate pe cale experimentală, în

figurile 9.10 – 9.18.



157





CU ELEMENTE FINITE

158

Figura 9.9 Deplasarea totală – Epruveta T-100-1-30

Figura 9.10 Grafic comparativ pentru epruvetele S-70-1-30(i, ii, numeric) și S-70-1-330(i, ii, numeric)




159




CU ELEMENTE FINITE

160


Figura 9.15 Grafic comparativ pentru epruvetele S-100-3-30(i, numeric) și S-100-3-330(i, ii, numeric)

Figura 9.16 Grafic comparativ pentru epruvetele S-150-2-30(i, ii, numeric)

Figura 9.17 Grafic comparativ pentru epruvetele T-100-1-30(i, ii, numeric) și T-100-3-330(i, numeric)



161

Figura 9.18 Grafic comparativ pentru epruvetele T-100-2-30(i, numeric) și T-100-2-330(i, numeric)

Valorile deplasărilor maxime înregistrate pe parcursul încercărilor experimentale au fost

comparate cu cele obținute pe baza analizelor numerice. Din analiza graficelor (Fig. 9.10 – 9.18),

se observă că valorile deplasărilor maxime determinate prin cele două metode sunt apropiate, dar

alura curbelor diferă. Astfel, analiza numerică liniară nu surprinde aspecte importante, determinate

pe cale experimentală, cum ar fi: gradul de mobilizare al lungimilor de conlucrare, variațiile date

de diferențele de rigiditate ale adezivilor și posibile cedări locale.

De asemenea, pe baza rezultatelor analizelor numerice, s-a investigat distribuția

deformațiilor specifice pentru stratul de adeziv. Acestea sub prezentate sub formă de hărți

cromatice, pentru epruvetele S-70-1-30, S-100-1-330, S-150-2-330 și T-100-1-30, în figurile 9.19

– 9.22.



CU ELEMENTE FINITE

162



Figura 9.22 Variația deformațiilor specifice – Epruveta T-100-1-30

În continuare, pentru epruvetele S-70-1-30, S-100-1-330, S-150-2-330 și T-100-1-30,

distribuțiile deformațiilor specifice, pentru diferite trepte de încărcare, au fost analizate comparativ

cu valorile obținute pe cale experimentală (Fig. 9.23 – 9.26). Valorile rezultate în urma analizei



163

numerice au fost determinate prin creșterea procentuală a încărcării și monitorizarea deplasărilor,

prin intermediul unor puncte caracteristice de măsurare, a căror poziții corespund locațiilor în care

au fost atașați traductorii rezistivi pe epruvetele testate experimental.

Figura 9.23 Variația deformațiilor specifice pe lungimea de conlucrare la diferite trepte de încărcare –

Epruvetele S-70-1-30 i și ii – experiment vs. analiză numerică




CU ELEMENTE FINITE

164




Epruvetele T-100-1-30 i și ii – experiment vs. analiză numerică

Conform analizei comparative a distribuțiilor deformațiilor specifice pe lungimea de

conlucrare, pentru diferite trepte de încărcare, se observă că, atât alura cât și valorile maxime ale

curbelor trasate cu ajutorul analizelor numerice sunt similare celor obținute pentru curbele

determinate pe cale experimentală. De asemenea, se observă că, pentru ambele tipuri de îmbinări,



165

distribuțiile deformațiilor specifice sunt grupate și nu variază în raport cu grosimea stratului de

adeziv, demonstrând astfel lipsa caracterului progresiv al cedării. Astfel, concluziile formulate pe

baza rezultatelor experimentale, prezentate în cadrul secțiunii 8.5, sunt validate și de rezultatele

numerice prezentate în acest capitolul.

Un alt parametru investigat în cadrul analizelor numerice a fost variația tensiunilor

tangențiale în lungul ariei de conlucrare. Acestea sub prezentate în figurile 9.27 – 9.30, sub formă

de hărți cromatice, corespunzătoare intensităților maxime ale încărcării, pentru epruvetele S-70-1-

30, S-100-1-330, S-150-2-330 și T-100-1-30.




CU ELEMENTE FINITE

166


Figura 9.30 Variația tensiunilor tangențiale maxime – Epruveta T-100-1-30

Pe baza valorilor tensiunilor tangențiale maxime, determinate pe cale experimentală și pe

baza analizelor numerice, s-au trasat graficele comparative prezentate în figurile 9.31 – 9.39. După

cum se poate observa, ambele metode de analiză au oferit rezultate comparabile ca ordin de

mărime. Excepție fac epruvetele S-100-1-30 (i) și (ii), în cazul cărora valorile maxime diferă cu

aproximativ 50%. Acest aspect sugerează că epruveta S-100-1-30 (i) a cedat prematur, posibil ca

urmare a centrării defectuoase în bacurile mașinii de testare.



167

Figura 9.31 Tensiuni tangențiale maxime: S-70-1-30(i, ii, numeric) și S-70-1-330(i, ii, numeric), [MPa]

Figura 9.32 Tensiuni tangențiale maxime: S-70-2-30(i, ii, numeric) și S-70-2-330(i, ii, numeric) , [MPa]

Figura 9.33 Tensiuni tangențiale maxime: S-70-3-30(i, ii, numeric) și S-70-3-330(i, ii, numeric) , [MPa]


CU ELEMENTE FINITE

168

Figura 9.34 Tensiuni tangențiale maxime: S-100-1-30(i, ii, numeric) și S-100-1-330(i, ii, numeric),[MPa]

Figura 9.35 Tensiuni tangențiale maxime: S-100-2-30(i, ii, numeric) și S-100-2-330(i, ii, numeric),[MPa]

Figura 9.36 Tensiuni tangențiale maxime: S-100-3-30(i, numeric) și S-100-3-330(i, ii, numeric), [MPa]



169

Figura 9.37 Tensiuni tangențiale maxime: S-150-2-30(i, ii, numeric), [MPa]

Figura 9.38 Tensiuni tangențiale maxime: T-100-1-30(i, ii, numeric) și T-100-1-330(i, numeric), [MPa]

Figura 9.39 Tensiuni tangențiale maxime: T-100-2-30(i, numeric) și T-100-2-330(i, numeric), [MPa]


CU ELEMENTE FINITE

170

9.3 Concluzii

Valorile deplasărilor maxime înregistrate pe parcursul încercărilor experimentale au fost

comparate cu cele obținute pe baza analizelor numerice. Din analiza graficelor se observă că

valorile deplasărilor maxime determinate prin cele două metode sunt apropiate, dar alura curbelor

diferă. Astfel, analiza numerică liniară nu surprinde aspecte importante, determinate pe cale

experimentală, cum ar fi: gradul de mobilizare al lungimilor de conlucrare, variațiile date de

diferențele de rigiditate ale adezivilor și posibile cedări locale.

Conform analizei comparative a distribuțiilor deformațiilor specifice pe lungimea de

conlucrare, pentru diferite trepte de încărcare, se observă că, atât alura cât și valorile maxime ale

curbelor trasate cu ajutorul analizelor numerice sunt similare celor obținute pentru curbele

determinate pe cale experimentală. De asemenea, se observă că, pentru ambele tipuri de îmbinări,

distribuțiile deformațiilor specifice sunt grupate și nu variază în raport cu grosimea stratului de

adeziv, demonstrând astfel lipsa caracterului progresiv al cedării.

Pe baza valorilor tensiunilor tangențiale maxime, determinate pe cale experimentală și pe

baza analizelor numerice, s-au trasat graficele comparative prezentate. Prin studiul acestor grafice

se poate observa că ambele metode de analiză au oferit rezultate comparabile ca ordin de mărime.

Prin intermediul modelării și analizei numerice, s-a observat că distribuțiile tensiunilor

normale prezintă un caracter izolat, cu concentrări în treimea superioară a ariei de conlucrare.

Valorile maxime corespund extremităților stratului de adeziv și sunt cu mult reduse, comparativ

cu cele ale tensiunilor tangențiale (aproximativ 10 – 20 % τultim). Astfel, considerând aceste

aspecte, distribuțiile tensiunilor normale, determinate pe baza analizei numerice, nu sunt

prezentate în acest capitol.

Prin compararea rezultatelor obținute pe cale experimentală cu cele determinate pe baza

analizelor numerice, s-a constat o corelație satisfăcătoare pentru toți parametrii analizați (tensiuni

tangențiale, deformații specifice, deplasări totale). Astfel, se poate concluziona că studiile

microscopice și experimentale efectuate în vederea caracterizării regiunilor de interfață dintre

profilele CPAFS și adezivi, au oferit rezultate cu precizie ridicată și cu grad mare de aplicabilitate

în cazul analizelor numerice din prezentul capitol.



171

Capitolul 10

CONCLUZII GENERALE, CONTRIBUȚII PERSONALE ȘI

VALORIFICAREA REZULTATELOR

10.1 Concluzii generale

❖ În ultimele decenii s-a dezvoltat un spectru larg de aplicații ale materialelor compozite

polimerice armate cu fibre (CPAF) în domeniul ingineriei civile. În marea lor majoritate,

aceste aplicații constau în diferite sisteme de consolidare a elementelor structurale bazate pe

utilizarea unor materiale și produse compozite cu proprietăți fizice și mecanice superioare

materialelor clasice, armarea elementelor din beton armat exploatate în medii corozive și

realizarea unor structuri integral compozite cu neutralitate magnetică.

❖ Ca urmare a rezultatelor obținute în numeroase programe de cercetare - dezvoltare s-a extins

aplicabilitatea materialelor compozite pentru fabricarea unor noi elemente structurale pentru

construcții. Astfel, atenția a fost captată de produsele pultrudate din CPAF, ca urmare a

proprietăților deosebite pe care acestea le posedă (raport redus rezistență – greutate,

rezistență ridicată la coroziune, transparență electromagnetică, ș.a.). Cu toate acestea,

utilizarea materialelor compozite pultrudate în aplicațiile structurale este încă limitată de

lipsa unor normative naționale și internaționale, care să asigure un set de modele analitice

accesibile și general acceptate spre a fi utilizate în faza de proiectare.

❖ Ca urmare a restricțiilor dimensionale impuse de procesul de producție și transport,

îmbinarea elementelor structurale din CPAF este inevitabilă. Cele mai uzuale metode de

îmbinare includ: îmbinarea mecanică, îmbinarea adezivă, precum și îmbinarea hibridă ce

constituie o combinație realizată între cele două metode precedente. În cazul îmbinărilor

mecanice, modelele teoretice de calcul și metodele de fabricare au fost extrapolate cu succes

din sectorul structurilor metalice. Dezavantajul principal al îmbinărilor mecanice constă în

practicarea găurilor la nivelul aderenților. Astfel, se întrerupe traseul armăturilor, rezultând

o diminuare considerabilă a rezistențelor mecanice ale elementelor. De asemenea, în

CONCLUZII GENERALE, CONTRIBUȚII PERSONALE ȘI VALORIFICAREA

REZULTATELOR

172

regiunea adiacentă găurilor pot apărea degradări locale ale suprafețelor elementelor CPAF

și se pot dezvolta concentratori de tensiuni. Aceste aspecte nefavorabile pot fi eliminate prin

adoptarea metodelor adezive de îmbinare ce permit o distribuție uniformă a tensiunilor, cu

intervenții minime asupra zonelor de conlucrare.

❖ Studiile analitice, numerice și experimentale efectuate până în prezent în domeniul

îmbinărilor adezive au urmărit stabilirea unor seturi de parametri constructivi, utilizarea

eficientă a tratamentelor specifice de suprafață și dezvoltarea unor tipologii de îmbinări în

care adezivul lucrează predominant la forfecare. Cu toate acestea, nu s-a reușit

fundamentarea exhaustivă a tuturor aspectelor legate de particularitățile modurilor de cedare

în funcție de caracteristicile constructive ale îmbinărilor.

❖ În ansamblu, un material compozit este obținut prin asocierea a două sau mai multe materiale

componente cu structuri chimice distincte și interfață de separare clară; materialul rezultat

are proprietăți ce nu pot fi asigurate de oricare din elementele componente în mod individual.

În domeniul ingineriei civile se utilizează, de regulă, materiale compozite cu matrice

polimerică și armături dispuse continuu sau discontinuu, uni sau multidirecțional. Aceste

materiale au costuri de fabricare convenabile și pot fi realizate într-o gamă variată de forme

pentru a îndeplini cerințele impuse de utilizatori. Utilitatea materialelor CPAF în cadrul

aplicațiilor structurale din domeniul ingineriei civile este justificată de multitudinea

avantajelor pe care acestea le întrunesc, cum ar fi:

• Rezistență specifică ridicată;

• Posibilitatea dirijării proprietăților prin controlul anizotropiei;

• Rezistență la oboseală ridicată;

• Rezistență la coroziune foarte bună în multe situații de exploatare;

• Stabilitate dimensională

• Ușurință la manipulare și montaj;

• Execuție rapidă.

❖ Îmbinarea cu adezivi a elementelor CPAF se bazează pe adeziunea dintre un solid (aderentul)

și un lichid (adezivul) și se poate explica prin apariția și dezvoltarea fenomenului de aderență

ce se manifestă la nivel molecular. Acest fenomen înglobează totalitatea mecanismelor de

legătură care generează contactul și cuplarea atomilor de suprafață ai elementelor

constituente ale îmbinării.

❖ În cazul aplicațiilor structurale, paleta de adezivi existenți pe piața construcțiilor este una

extrem de variată. Deși majoritatea produselor pot fi grupate după un număr restrâns de tipuri

de substanțe active, iar diferențele dintre diferite mărci țin de cele mai multe ori doar de

materialele de umplutură și de aditivii introduși în rețetă, selectarea unui adeziv poate

prezenta un grad ridicat de dificultate. Alegerea unui adeziv trebuie să urmărească

identificarea și satisfacerea următoarelor aspecte cu rol definitoriu asupra performanțelor

structurale ale îmbinărilor:



173

• Structură și compatibilitate la nivelul compușilor chimici;

• Proces de fabricație;

• Condiții de uscare și maturare;

• Compatibilitate cu metodele de tratament de suprafață ale aderenților;

• Condiții de exploatare în raport cu mediul înconjurător;

• Metodologia de proiectare și realizare a îmbinării;

• Cerințe de transport, depozitare, operabilitate și manevrabilitate;

• Controlul calității;

• Metode experimentale de evaluare a proprietăților mecanice;

• Cerințe de ordin estetic;

• Condiții de reciclare.

❖ Maximizarea forțelor de adeziune dintre elementele CPAF și adezivi reprezintă un proces

complex, ce presupune patru etape principale: selectarea unor materiale compatibile, care să

asigure criteriile de performanță impuse; studiul caracteristicilor de suprafață a elementelor

CPAF în vederea identificării metodei optime de tratament; prelucrarea și tratarea

suprafețelor și crearea condițiilor optime pentru întărirea (maturarea) adezivului.

❖ Performanța mecanică a unei îmbinări este stabilită, de cele mai multe ori, doar prin prisma

proprietăților mecanice ale adezivului, fără a se lua în considerare intensitatea legăturilor

fizice, mecanice și chimice ce se dezvoltă la nivelul interfețelor dintre adezivi și elementele

CPAF. Ca urmare a acestui mod de tratare unilateral, comportarea neadecvată și, de cele mai

multe ori, cedarea prematură a îmbinărilor adezive nu pot fi evitate. Mecanismele și teoriile

de aderență au fost analizate în cadrul capitolului 5, în raport cu posibilitățile de tratare a

suprafețelor, în vederea creșterii în intensitate a forțelor de adeziune.

❖ Selectarea unor soluții optime de tratament de suprafață a aderenților, pentru îmbunătățirea

mecanismelor de legătură ce se dezvoltă la nivelul interfeței, reprezintă o etapă critică în

proiectarea unei îmbinări adezive pentru elemente CPAF. Această selecție presupune o

cunoaștere în detaliu a caracteristicilor suprafețelor suport și a influenței pe care acestea le

au asupra tipului și intensității legăturilor de adeziune. În vederea descrierii caracteristicilor

de suprafață ale unora dintre cele mai utilizate elementelor CPAF, s-a realizat un studiu

microscopic pe 6 epruvete diferite.

❖ Rezultatele obținute în urma studiilor microscopice și grafice prezentate în capitolul 5, au

oferit date utilizate atât în studiile numerice privind optimizarea configurațiilor îmbinărilor

adezive (Capitolul 6), cât și pentru stabilirea unor metode optime de tratare a elementelor

CPAF utilizate în cadrul programului experimental (Capitolele 7 și 8). Astfel, pornind de la

rugozitatea medie și porozitatea determinată în cadrul acestor studii, s-au aplicat diferite

metode de tratare mecanică a suprafețelor până la atingerea unor caracteristici optime pentru


REZULTATELOR

174

dezvoltarea fenomenului de adeziune. De asemenea, valoarea rugozității medii a profilelor

Fiberline a fost atribuită factorului de penetrare a adezivului, pentru analiza numerică cu

element finit a îmbinărilor.

❖ Utilizarea eficientă a elementelor structurale CPAF este condiționată și de selectarea corectă

a tipului de îmbinare adezivă. Îmbinările de rezistență ale elementelor CPAF asigură

transferul tensiunilor de la un element la altul sau la o parte a structurii. Se consideră că o

îmbinare lucrează eficient dacă preia o fracțiune cât mai mare din efortul capabil al

elementului îmbinat. Analiza stării de tensiuni pentru diferite configurații ale îmbinărilor

adezive se poate realiza și pe cale analitică sau cu programe de analiză numerică bazate pe

metoda elementului finit.

❖ Studiile efectuate în vederea elaborării unor modele analitice de calcul a îmbinărilor adezive

pentru elemente pultrudate din CPAFS prezintă un fundament comun deoarece, se bazează

pe extrapolarea modelelor teoretice dezvoltate pentru interfețe compozit – material

tradițional (beton, lemn, oțel, zidărie, ș.a.), prin utilizarea rezultatelor unor programe

experimentale proprii. Din punct de vedere cronologic, se observă că modelele teoretice

pentru interfețele compozit – compozit, s-au perfecționat în timp, astfel că, pentru anumite

configurații, este posibilă evaluarea tuturor componentelor stării de tensiuni și deformații

specifice prin intermediul unui singur model analitic. Cu toate acestea, nu există încă un

model analitic care să acopere toată paleta de produse CPAF și adezivi și cu ajutorul căruia

să se poată evalua răspunsul structural complet.

❖ Pe baza modelelor analitice propuse până în prezent, se poate concluziona că parametrii

specifici îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate din CPAF sunt: lungimea de

conlucrare, tensiunile tangențiale și normale, deformațiile specifice în stratul de adeziv,

lunecarea și forța ultimă. Pentru verificarea preciziei modelelor analitice în evaluarea acestor

parametri, s-a efectuat un studiu comparativ cu modelele numerice (secțiunea 6.7). Pe baza

acestui studiu, se pot face următoarele aprecieri:

• Spre deosebire de modelele analitice de calcul, analizele numerice permit modelarea

și evaluarea unui număr de parametri auxiliari cum ar fi: adâncimea de penetrare a

adezivului, rugozitatea medie și gradul de porozitate a elementului CPAF,

caracteristici geometrice particulare (canelură și șanfrenare), ș.a.;

• Pentru modelele analizate, rezultatele obținute pe baza modelării numerice sunt cu

până la 30 % mai mari comparativ cu cele obținute prin aplicarea modelului teoretic

Goland - Reisner, respectiv a modelului teoretic dezvoltat în concordanță cu

standardul ASTM D3165. În această categorie sunt incluse tensiunile tangențiale, de

cojire și von Misses;

• Spre deosebire de modelele analitice dezvoltate pentru îmbinările prin suprapunere

simplă și dublă (Volkersen, Hart–Smith, Goland - Reisner), modelul teoretic bazat

pe specificațiile standardului ASTM D3165 permite evaluarea răspunsului structural

complet a îmbinărilor adezive cu aderenți rigizi;



175

• În marea lor majoritate, modelele analitice sunt dezvoltate considerând că îmbinările

adezive dezvoltă un singur mecanism specific de cedare, de tip coeziv.

❖ Una din cele mai utilizate configurații în cazul îmbinărilor adezive pentru elemente

pultrudate din CPAF este cea prin suprapunere simplă. În vederea optimizării răspunsului

structural al acestor tipuri de îmbinări (prin reducerea concentratorilor de tensiuni), se pot

prelucra și fasona extremitățile stratului de adeziv la diferite unghiuri sau curburi (fațete

oblice sau convexe). În cadrul studiului prezentat în secțiunea 6.8 au fost analizate

configurații geometrice obținute prin introducerea a 3 caneluri diferite (15°, 30° și 45°). Prin

compararea rezultatelor obținute pentru aceste modele cu cele determinate pentru

configurația de referință (îmbinarea prin suprapunere simplă cu unghiul de intrare de 90°),

se pot formula următoarele concluzii:

• Fasonarea muchiilor adezivului prin introducerea canelurilor duce la o diminuare a

valorilor ultime ale tensiunilor tangențiale cu 3% pentru unghiul de intrare de 45°,

15% pentru unghiul de intrare de 30°, respectiv 20% pentru unghiul de intrare de

15°;

• Procentul de diminuare a valorilor ultime a tensiunilor normale este unul redus. S-au

înregistrat diminuări ale tensiunilor normale de 4,3%, respectiv 5% pentru modelele

SP30 și SP45;

• În cazul modelului SP15, se observă o schimbare în alura graficului, valorile ultime

ale tensiunilor normale fiind situate în vecinătatea zonei de capăt a lungimii de

conlucrare. Reducerea procentuală a acestora este de aproximativ 6,5%.

❖ Domeniul îmbinărilor adezive cu rol structural pentru elemente compozite polimerice se află

într-un stadiu de pionierat, rezultatele și concluziile deduse de specialiști până în momentul

actual fiind divergente și neunitare. Acest fapt se datorează în principal numărului insuficient

de programe experimentale desfășurate, ce nu poate acoperi în întregime paleta de materiale

și elemente compozite polimerice existente pe piața construcțiilor.

❖ În cadrul programelor experimentale se pot obține datele necesare proiectării îmbinărilor

adezive, se pot stabili parametrii procesului de control al calității, se pot valida materialele

și, nu în ultimul rând, se poate cuantifica impactul materialelor asupra mediului. În general,

scopul principal al unui program experimental privind eficiența îmbinărilor adezive pentru

elemente compozite polimerice armate cu fibre (CPAF) este acela de a descrie răspunsul

structural (deplasări, deformații, tensiuni, etc), în raport cu modurile de cedare caracteristice

îmbinării. Acești parametri pot fi obținuți pentru elementele componente ale sistemului

(adezivi și aderenți) sau pentru întreg sistemul (diferite tipuri de materiale CPAF încleiate

cu adezivi).


REZULTATELOR

176

❖ Mecanismul caracteristic de cedare a îmbinărilor adezive pentru elemente CPAF solicitate

la tracțiune longitudinală reprezintă un factor determinant în evaluarea performanțelor

structurale ale acestor sisteme. Deși modurile de cedare specifice au fost analizate de diferite

echipe de cercetare, atât pe baza analizelor numerice ce urmăresc evoluția degradărilor (de

tip damage modelling), cât și în cadrul programelor experimentale, nu s-a reușit acoperirea

pe deplin a spectrului de materiale compozite și adezivi utilizate în aplicațiile inginerești.

Selectarea incorectă a modului de cedare specific constituie o eroare des întâlnită, cu

consecințe asupra întregului proces de realizare a îmbinării, cum ar fi:

• Selectarea incorectă a modelului analitic în faza de proiectare;

• Modelarea incorectă a interfețelor adeziv – aderenți în cadrul analizelor numerice cu

EF;

• Incapacitatea de remediere a defectelor apărute în cadrul procesului de fabricare;

• Utilizarea unor metode de testare necorespunzătoare în cadrul programelor

experimentale;

• Atribuirea unor certificate de calitate necorespunzătoare pentru îmbinările realizate

în mediu controlat.

❖ Pe baza rezultatelor obținute în cadrul unor programe experimentale anterioare, s-a dedus că

cedarea unei îmbinări adezive poate surveni prin:

• Desprinderea la interfața element compozit – adeziv;

• Delaminarea lamelei compozite;

• Ruperea lamelei compozite;

• Prin ruperea adezivului (coezivă).

❖ Pe baza aspectelor menționate anterior, s-a elaborat un programul experimental extins, ce a

avut ca prim obiectiv identificarea și descrierea caracteristicilor ce definesc conlucrarea

dintre elementele CPAF îmbinate cu adezivi. Astfel, proiectarea etapelor programului a

urmărit realizarea unei corelări între rezultatele existente în literatură și cele obținute pe baza

testelor realizate. În acest mod, s-au creat premisele elaborării unui set de principii de

proiectare cu grad sporit de aplicabilitate. Totodată, în urma programului experimental au

fost identificate tehnicile și metodele optime de realizare a îmbinărilor adezive.

Principalele obiective atinse în cadrul programului experimental sunt:

• Investigarea mecanismului de cedare specific în cazul îmbinărilor adezive pentru



deformații specifice, deplasări) în funcție de tipul îmbinării, de lungimea de






177

• Realizarea unui studiu comparativ între rezultatele obținute pe baza analizei

numerice, a celor furnizate pe baza programului experimental și a celor rezultate ca

urmare a studiilor analitice, numerice și experimentale efectuate de alte echipe de

cercetare;

• Dezvoltarea unor metodologii standardizate de realizare și testare a îmbinărilor

adezive practicate exclusiv elementelor CPAF.

❖ Epruvetele care au făcut obiectul programului experimental au fost realizate utilizând profile

compozite plate armate cu fibre de sticlă și două tipuri de adezivi cu proprietăți mecanice

diferite. Criteriile care au stat la baza selectării profilelor compozite plate Fiberline au vizat

abordarea unor elemente structurale cu un spectru larg de aplicabilitate datorat în principal

rezistențelor mecanice superioare. Pentru îmbinarea profilelor s-au utilizat adezivi

bicomponenți, tixotropici și fără solvenți, bazați pe o combinație de rășini epoxidice și

materiale speciale de umplutură. Principalul parametru de diferențiere dintre cei doi adezivi

(Sikadur 30 și Sikadur 330) este dat de modulul de elasticitate, de aproximativ trei ori mai

mare în cazul celui de-al doilea.

❖ Tehnologia de pregătire a suprafețelor profilelor Fiberline a fost selectată în urma analizei

microscopice a probelor tratate prin diferite metode. În acest sens au fost pregătite probe

tratate prin șlefuire mecanică (prin translare sau rotire a periilor), șlefuire manuală (cu benzi

abrazive de granulație 100, 200 și 300) și combinații de șlefuiri mecanice și manuale. În

cadrul studiului microscopic prezentat în capitolul 7, s-au urmărit variațiile a patru parametri

definitorii pentru caracterizarea mecanismului de conlucrare mecanică dintre aderenți și

adeziv, și anume: dimensiunea micro-fisurilor prezente la suprafață, porozitatea,

omogenitatea suprafeței și rugozitatea. Analiza microscopică a fost efectuată utilizând un

microscop inversat XJP-6A dotat cu cameră foto DV-2C, iar procesarea imaginilor captate

a fost realizată utilizând programul de analiză grafică Material Plus Image Software. În urma

rezultatelor obținute pe baza studiului microscopic și grafic s-a selectat metoda bazată pe

combinații între șlefuirea mecanică și șlefuirea manuală. De asemenea, s-au stabilit tipul și

parametrii definitorii ai suprafeței de contact dintre elementele sistemului, utilizați în cadrul

analizelor numerice. Suprafața de contact selectată este de tip bonded contact with pure

penalty formulation fiind definită de 2 parametri caracteristici, numărul punctelor de contact

(ales în funcție de porozitatea probei în câmpul principal de prelucrare) și factorul de

penetrare al adezivului.

❖ Capitolul 8 a avut ca obiectiv principal prezentarea rezultatelor programului experimental,

raportate la parametrii ce caracterizează fenomenul de conlucrare dintre elementele

compozite pultrudate îmbinate adeziv.

❖ Toate cele 30 de epruvete ce au făcut obiectul programului experimental au fost solicitate la

forfecare, până la cedare, prin aplicarea forțelor de tracțiune la nivelul elementelor CPAFS.


REZULTATELOR

178

Forțele capabile ultime au fost utilizate atât ca parametri de analiză a răspunsului structural

al îmbinărilor, cât și ca date de intrare pentru analiza numerică pe baza metodei elementului

finit, ce este prezentată în cadrul capitolului 9.

❖ Rezultatele obținute pe cale experimentală (distribuțiile forțelor capabile, deplasărilor și

deformațiilor specifice) nu au fost comparate cu valori calculate prin intermediul modelelor

teoretice, datorită incompatibilității dintre modurile de cedare dezvoltate de către epruvete

și cele presupuse de modelele analitice de calcul. Modelele teoretice dezvoltate pentru

îmbinările adezive dintre elemente CPAF presupun dezvoltarea unui mecanism de cedare

dominant de tip coeziv, progresiv, aspect infirmat de modul de cedare dominant înregistrat

în cadrul programului experimental (cedarea prin desprinderea și ruperea fibrelor).

❖ Pe baza analizei mecanismelor de cedare ale epruvetelor, s-a observat că acestea corespund

cu tipologii regăsite în cadrul altor lucrări de specialitate. Deși 13 epruvete au dezvoltat un

cumul de moduri de cedare, modul dominant, ce constă în desprinderea și ruperea fibrelor,

este comun tuturor epruvetelor. Modurile subsidiare de cedare (desprinderi la nivelul

interfețelor și cedarea de tip coeziv) au avut în totalitatea cazurilor, un caracter local, izolat.

Fiecare mecanism de cedare a fost caracterizat pe baza analizei microscopice și grafice,

concluzionându-se că principala preocupare în dezvoltarea acestor tipuri de îmbinări constă

în dirijarea cedării la nivelul stratului de adeziv pentru utilizarea deplină a proprietăților

mecanice ale acestuia.

❖ În urma trasării curbelor încărcare – deplasare, s-a observat că toate epruvetele sunt

caracterizate de un comportament liniar, cu schimbări minore de pantă pe parcursul aplicării

încărcării, înregistrate în general după atingerea pragului de 50 % din forța ultimă. Forța de

tracțiune maximă (60 kN) a fost obținută pentru îmbinările de tip SLJ cu lungimea de

conlucrare de 150 mm. Îmbinările de tip TAJ au înregistrat forțe capabile ultime cuprinse în

intervalul 40 – 45 kN. De asemenea, ca urmare a comportamentului liniar – elastic, s-a

constat o creștere a deplasărilor în raport cu lungimea de conlucrare.

❖ Analizând distribuțiile tensiunilor tangențiale, s-a observat o creștere aproape liniară în

raport cu deformațiile specifice, precum și o alură comună a curbelor pentru cele două

tipologii de epruvete (SLJ și TAJ). Concluzia principală ce derivă din investigarea acestor

grafice este că nu prezintă variații ale pantei și ale valorilor ultime (tensiuni tangențiale și

deformații specifice), pentru epruvetele cu caracteristici geometrice identice, dar realizate cu

tipuri și grosimi diferite de adezivi. Această deducție validează particularitățile

mecanismului de cedare dominant (cedarea prin desprinderea și ruperea fibrelor) și este

general valabilă pentru toți parametrii investigați în cadrul programului experimental (forțe

ultime, deformații specifice, tensiuni tangențiale, deplasări), raportați la grosimea și tipul

adezivului.

❖ În urma trasării curbelor de distribuție a deformațiilor specifice, în lungul zonei de

conlucrare, la diferite trepte de încărcare, s-a observat că valorile obținute pentru epruvetele

realizate cu adezivul Sikadur 30 sunt mai mici comparativ cu cele înregistrate în cazul



179

epruvetelor realizate cu adezivul Sikadur 330. Aceste diferențe au fost înregistrate, cu

precădere, în cazul epruvetelor ce au dezvoltat moduri de cedare combinate, incluzând

cedarea de tip coeziv și pot fi justificate de diferențele dintre rezistențele mecanice și modulii

de elasticitate ale celor două tipuri de adezivi. De asemenea, pentru ambele tipuri de

îmbinări, distribuțiile deformațiilor specifice sunt grupate, demonstrând astfel lipsa

caracterului progresiv al cedării. Acest aspect este demonstrat și de alura curbelor tensiuni

tangențiale – lunecare. Astfel, în urma trasării graficelor, s-a constatat că pentru toate cele

30 de epruvete, alura este liniară, fiind caracterizată de un singur palier ascendent.

❖ Corelând datele obținute pe baza programului experimental cu indicațiile prezentate în

propunerea de normativ Prospect for new guidance in the design of FRP, elaborată în cadrul

Comisiei Europene, se pot formula următoarele concluzii:

• Efectuarea unui tratament de suprafață corespunzător duce la creșterea

performanțelor structurale a îmbinărilor adezive pentru elemente CPAF;

• Tratamentul de suprafață nu poate asigura transmiterea tensiunilor către straturile cu

rol structural ale elementelor pultrudate CPAF. În acest sens, se recomandă selectarea

unei soluții hibride de îmbinare (îmbinări cu șuruburi sau nituri și adeziv) sau

utilizarea mai multor tipuri de adezivi cu proprietăți elastice diferite, dispuși pe

aceeași arie de conlucrare;

• Îmbinările cu configurații geometrice favorabile (de ex. TAJ) pot dezvolta forțe

capabile ultime superioare în raport cu îmbinările de tip SLJ cu grosimi și lungimi

identice ale stratului de adeziv;

• Grosimea stratului de adeziv nu influențează în mod direct valorile ultime ale forțelor

capabile, tensiunilor tangențiale, deformațiilor specifice și deplasărilor, excepție fac

îmbinările ce dezvoltă modul de cedare dominant, de tip coeziv, progresiv;

• Îmbinările adezive dintre elemente CPAF sunt în proces de a fi acceptate ca îmbinări

cu rol structural și implicit introduse în suita de standarde Eurocode, însă selecția lor

este condiționată de realizarea unor programe experimentale extinse. Aceste

programe au ca rol principal caracterizarea fenomenului de conlucrare și obținerea

unor date privind parametrii definitorii, cu grad mare de aplicabilitate în faza de

proiectare.

❖ Analiza numerică a epruvetelor ce au făcut obiectul programului experimental, descris în

cadrul capitolelor 7 și 8, a fost realizată utilizând programul de calcul cu element finit Ansys

Workbench (ANSYS Workbench user’s guide, 2009).

❖ Primul parametru de conlucrare, investigat în cadrul analizelor numerice a fost deplasarea

maximă a epruvetelor. Valorile deplasărilor maxime înregistrate pe parcursul încercărilor

experimentale au fost comparate cu cele obținute pe baza analizelor numerice. Din analiza

graficelor s-a observat că valorile deplasărilor maxime determinate prin cele două metode


REZULTATELOR

180

sunt apropiate, dar alura curbelor diferă. Astfel, analiza numerică liniară nu surprinde aspecte

importante, determinate pe cale experimentală, cum ar fi: gradul de mobilizare al lungimilor

de conlucrare, variațiile date de diferențele de rigiditate ale adezivilor și posibile cedări

locale.

❖ Conform analizei comparative a distribuțiilor deformațiilor specifice pe lungimea de

conlucrare, pentru diferite trepte de încărcare, se observă că, atât alura cât și valorile maxime

ale curbelor trasate cu ajutorul analizelor numerice sunt similare celor obținute pentru

curbele determinate pe cale experimentală. De asemenea, se observă că, pentru ambele tipuri

de îmbinări, distribuțiile deformațiilor specifice sunt grupate și nu variază în raport cu

grosimea stratului de adeziv, demonstrând astfel lipsa caracterului progresiv al cedării.

Astfel, concluziile formulate pe baza rezultatelor experimentale sunt validate și de

rezultatele numerice prezentate în capitolul 9.

❖ Pe baza valorilor tensiunilor tangențiale maxime, determinate pe cale experimentală și pe

baza analizelor numerice, s-au trasat graficele comparative prezentate. Prin studiul acestor

grafice se poate observa că ambele metode de analiză au oferit rezultate comparabile ca ordin

de mărime. Excepție fac epruvetele S-100-1-30 (i) și (ii), în cazul cărora valorile maxime

diferă cu aproximativ 50%. Acest aspect sugerează că epruveta S-100-1-30 (i) a cedat

prematur, posibil ca urmare a centrării defectuoase în bacurile mașinii de testare.

❖ Prin compararea rezultatelor obținute pe cale experimentală cu cele determinate pe baza

analizelor numerice, s-a constat o corelație satisfăcătoare pentru toți parametrii analizați

(tensiuni tangențiale, deformații specifice, deplasări totale). Astfel, se poate concluziona că

studiile microscopice și experimentale efectuate în vederea caracterizării regiunilor de

interfață dintre profilele CPAFS și adezivi, au oferit rezultate cu precizie ridicată și cu grad

mare de aplicabilitate în cazul analizelor numerice prezentate în capitolul 9.

10.2 Contribuții personale

Pe baza concluziilor prezentate, se pot sintetiza următoarele contribuții personale, în raport

cu domeniul studiat:

❖ Elaborarea unui studiu de sinteză structurat pe două paliere care să prezinte principalele

construcții cu elemente compozite ce au implementate îmbinări adezive și să descrie succint

rezultatele relevante promovate de diverse echipe de cercetare, implicate în caracterizarea

răspunsului structural al îmbinărilor adezive pentru elemente pultrudate din CPAF.

❖ Descrierea tipurilor de materiale și produse utilizate la fabricarea elementelor compozite cu

rol structural;



181

❖ Identificarea și clasificarea adezivilor structurali utilizați la realizarea îmbinărilor pentru

elemente pultrudate din CPAF;

❖ Identificarea teoriilor de aderență utilizate la evaluarea mecanismelor de legătură specifice

îmbinărilor adezive pentru elemente CPAF și stabilirea premiselor obținerii unor îmbinări

performante în raport cu acestea;

❖ Caracterizarea prin studii microscopice a suprafețelor straturilor suport pentru unele din cele

mai utilizate produse CPAF și selectarea soluțiilor optime de tratament, în vederea

îmbunătățirii conlucrării;

❖ Sintetizarea principalelor modele analitice și numerice de evaluare a parametrilor de

conlucrare dintre elemente CPAF și adezivi și efectuarea unor studii comparative prin

aplicarea acestora la tipologiile de îmbinări realizate prin suprapunere simplă și la cele cu

aderenți rigizi;

❖ Identificarea metodelor de optimizare a parametrilor constructivi pentru îmbinările adezive

și testarea eficienței acestora prin modelări și analize numerice;

❖ Identificarea metodologiilor de investigare experimentală a performanțelor structurale ale

îmbinărilor adezive;

❖ Conceperea și elaborarea unui program experimental ce a avut ca obiectiv principal

identificarea și descrierea caracteristicilor ce definesc conlucrarea dintre elementele CPAF

îmbinate cu adezivi. În cadrul studiilor experimentale, se pot distinge următoarele activități

specifice și contribuții:

• Proiectarea unor configurații variate de epruvete ce au constat în două tipologii de

îmbinare (îmbinarea prin simplă suprapunere și îmbinarea cu aderenți rigizi), pentru

care s-au utilizat două tipuri distincte de adezivi structurali epoxidici, aplicați pe 3

lungimi de conlucrare (70, 100, 150 mm), respectiv pe 3 grosimi diferite (1, 2, 3 mm).



• Proiectarea unor dispozitive pentru eficientizarea procesului de aplicare a adezivilor;

• Conceperea și realizarea etapelor de pregătire a epruvetelor;

• Instrumentarea probelor și stabilirea parametrilor de testare;

• Investigarea mecanismelor de cedare specifice în cazul îmbinărilor adezive pentru


• Identificarea efectelor ce derivă din tratarea suprafețelor elementelor CPAF, în raport

cu parametrii de conlucrare;


REZULTATELOR

182


deformații specifice, deplasări), în funcție de tipul îmbinării, de lungimea de


❖ Realizarea unor analize numerice pe baza metodei cu element finit, cu scopul de a verifica

și valida rezultatele obținute pe cale experimentală;

❖ Realizarea unui studiu comparativ între rezultatele obținute pe baza analizei numerice, a

celor furnizate pe baza programului experimental și a celor rezultate ca urmare a studiilor

analitice, numerice și experimentale efectuate de alte echipe de cercetare;

❖ Identificarea celor mai reprezentative lucrări de specialitate, din domeniul îmbinărilor

adezive pentru elemente pultrudate din CPAF, prin prezentarea listei bibliografice.

10.3 Valorificarea rezultatelor

Pe parcursul programului doctoral, activitatea de cercetare desfășurată s-a valorificat în

următoarele moduri:

❖ Participarea, în calitate de membru, la activitatea de cercetare desfășurată în cadrul unui

proiect internațional:

✓ FP7-ENV-2013-603722-ANAGENNISI „Innovative Reuse of All Tyre

Components in Concrete”

❖ Participare la elaborarea unor materiale didactice la disciplinele de materiale și structuri

compozite din cadrul Facultății de Construcții și Instalații Iași

❖ Publicarea, în calitate de autor sau coautor, a unui număr de 30 de lucrări științifice, astfel:

Lucrări publicate în reviste cotate ISI cu factor de impact (4):

1. Ungureanu D, Țăranu N, Lupășteanu V, Isopescu DN, Oprișan G, Mihai P (2018)

Experimental and numerical investigation of adhesively bonded single lap and thick

adherents joints between pultruded GFRP composite profiles. Composites Part B:

Engineering, 146:49-59.

2. Ungureanu D, Țăranu N, Isopescu DN, Lupășteanu V, Mihai P, Hudișteanu I (2017)

Analytical and numerical study of adhesively bonded composite pultruded elements.

Romanian Journal of Materials, 47(4):522-531.

3. Hudișteanu I, Țăranu N, Isopescu DN, Bejan L, Axinte A, Ungureanu D (2017) Improving

the mechanical properties of composite laminates through the suitable selection of the

corresponding materials and configurations. Romanian Journal of Materials, 47(2):252-

266.



183

4. Lupășteanu V, Țăranu N, Mihai P, Oprișan G, Lupășteanu R, Ungureanu D (2016),

Behaviour of CFRP-to-steel interfaces in adhesively bonded joints. Romanian Journal of

Materials, 46(4):512-522.

Lucrări în curs de publicare în reviste/volume ISI Proceedings (4):

5. Țăranu N, Ungureanu D, Lupășteanu V, Scutaru MC, Maxineasa SG (2018) Experimental

and numerical studies of the shear structural response of adhesively bonded single lap

joints between GFRP composite profiles. 18 International Multidisciplinary Scientific

GeoConference SGEM 2018 (lucrare acceptată spre publicare)

6. Ungureanu D, Țăranu N, Isopescu DN, Lupășteanu V, Scutaru MC, Hudișteanu I (2018),

Failure particularities of adhesively bonded joints between pultruded GFRP composite

profiles. ModTech International Conference. Modern Technologies in Industrial

Engineering, IOP conference series materials science and engineering (lucrare acceptată

spre publicare).

7. Hudișteanu I, Țăranu N, Isopescu DN, Ențuc IS, Oprișan G, Ungureanu D (2018)

Numerical analysis of interlaminar damage evolution on various composite laminates.

ModTech International Conference. Modern Technologies in Industrial Engineering, IOP

conference series materials science and engineering (lucrare acceptată spre publicare).

8. Scutaru MC, Țăranu N, Comisu CC, Boacă G, Ungureanu D (2018) Case study regarding

the dynamic compensation of steel-concrete bridge hybrid structures. ModTech

International Conference. Modern Technologies in Industrial Engineering, IOP conference

series materials science and engineering (lucrare acceptată spre publicare).

Lucrări publicate în reviste indexate BDI incluse în baze de date internaționale (14):

9. Lupășteanu V, Țăranu N, Ungureanu D (2018) Failure particularities of adhesively

bonded joints between steel and carbon fibre reinforced polymers composite elements.

Buletinul Institutului Politehnic din Iași, 64(68)(1):63-72.

10. Ghiga DA, Țăranu N, Ențuc IS, Ungureanu D, Scutaru MC (2018) Modern strengthening

techniques for masonry structures. Buletinul Institutului Politehnic din Iași, 64(68)(2):41-

58.

11. Scutaru MC, Țăranu N, Comisu CC, Boacă G, Ungureanu D, Ghiga DA (2018) Bridge

instrumentation for structural healthmonitoring. Buletinul Institutului Politehnic din Iași.

Lucrare acceptată spre publicare.

12. Ungureanu D, Țăranu N, Lupășteanu V, Mihai P (2017) Shear structural response of

double lap joints for composite pultruded elements. Buletinul Institutului Politehnic din

Iași, 63(67)(1):9-19.


REZULTATELOR

184

13. Ungureanu D, Țăranu N, Hudișteanu I, Florența I, Lupășteanu V (2017) Shear structural

response of adhesively joints for FRP composites. Advanced Engineering Forum, 21:280-

285.

14. Hudișteanu I, Țăranu N, Bejan L, Oprișan G, Ungureanu D (2017) Progressive failure

envelopes for composite laminates. Buletinul Institutului Politehnic din Iași, 63(67)(1):31-

39.

15. Hudișteanu I, Țăranu N, Vlădoiu C, Ungureanu D, Lupășteanu V (2017) Structural

response of sandwich beams with different facing materials subjected to bending.

Advanced Engineering Forum, 21:294-300.

16. Ungureanu D, Țăranu N, Lupășteanu V, Roșu AR, Mihai P (2016) The adhesion theories

applied to adhesively bonded joints of fiber reinforced polymer composite elements.


17. Ungureanu D, Țăranu N, Lupășteanu V, Mihai P, Hudișteanu I (2016) Behaviour of

composite-to-composite interface for adhesively bonded joints experimental set-up.


18. Scutaru MC, Țăranu N, Comisu CC, Ungureanu D (2017) Development of performant

technologies for bridge monitoring. Buletinul Institutului Politehnic din Iași, 63(67)(1):55-

69.

19. Florența I, Țăranu N, Secu A, Ențuc IS, Scutaru MC, Ungureanu D (2017) Evaluation of

the wood strength class using the experimental approach. Buletinul Institutului Politehnic

din Iași, 63(67)(2):121-132.

20. Florența I, Țăranu N, Secu A, Roșu AR, Ungureanu D (2017) Analytical procedures for

calculation of horizontal displacement of timber shear walls. Advanced Engineering

Forum, 21:135-140.

21. Ungureanu D, Țăranu N, Lupășteanu V, Hudișteanu I (2017) Influence of spew fillets

geometry on the bond strength of adhesively bonded FRP composite elements. Revista

Intersecții, 14(2):10-21.

22. Hudișteanu I, Țăranu N, Vlădoiu C, Ungureanu D (2017) Numerical investigations of

stresses and damage distributions on the layers of a sandwich beam with composite

laminated faces subjected to bending. Revista Intersecții, 14(1):45-58.

Lucrări publicate în volume ale conferințelor internaționale (6):

23. Ungureanu D, Țăranu N, Scutaru MC, Hudișteanu I, Ghiga DA (2018) Frp adhesively

bonded joints specimen preparation and testing procedures. Proceedings of the 18th

International Scientific Conference VSU’2018, Sofia, Bulgaria. Lucrare acceptată spre

publicare.



185

24. Ungureanu D, Țăranu N, Lupășteanu V, Hudișteanu I (2017) Microscopic study of surface

characteristics of fibre reinforced polymer composite elements. Proceedings of the 17th

International Scientific Conference VSU’2017, Sofia, Bulgaria, 130 – 135.

25. Ungureanu D, Țăranu N, Lupășteanu V, Dupir (Hudișteanu) I (2016) Numerical

modelling of the tensile structural response of pultruded carbon fibre reinforced polymer

composite strips. Proceedings of the 16th International Scientific Conference VSU’2016,

Sofia, Bulgaria, 346 – 351.

26. Hudișteanu I, Țăranu N, Vlădoiu C, Ungureanu D (2017) Analytical and numerical

evaluation of the flexural response of sandwich beams. Proceedings of the 17th


27. Lupășteanu V, Țăranu N, Ungureanu D, Dupir (Hudișteanu) I (2016) Experimental

evaluation of the tensile strength of pultruded CFRP composite strips. Proceedings of the

16th International Scientific Conference VSU’2016, Sofia, Bulgaria, 205 – 210.

28. Hudișteanu I, Țăranu N, Lupășteanu V, Ungureanu D (2016) Comparative analysis of first

ply failure and progressive failure for symmetric composite laminates. Proceedings of the

16th International Scientific Conference VSU’2016, Sofia, Bulgaria, 134 – 139.

Lucrări publicate în volume ale conferințelor naționale cu participare internațională (1):

29. Lupășteanu V, Țăranu N, Mihai P, Ungureanu D (2017) Particularități privind cedarea

îmbinărilor adezive dintre oțel și produsele compozite polimerice armate cu fibre. A 15-a

conferință națională de construcții metalice cu participare internațională, Iași, 117-124.

Lucrări publicate în volume ale conferințelor naționale (1):

30. Ungureanu D (2016) Răspunsul structural al unei îmbinări adezive prin suprapunere

simplă solicitată la întindere uniaxială Creații universitare 2016 – Al IX-lea Simpozion

Național, Iași, România.

BIBLIOGRAFIE GENERALĂ

186


1. ACI 440.2R-02 (2008) Guide for the design and construction of externally bonded FRP

systems for strengthening concrete structures. American Concrete Institute, Farmington Hills,

USA.

2. Abdi H, Papadopoulos J, Nayeb-Hashemi H, Vaziri A (2016) Enhanced elastic-foundation

analysis of balanced single lap adhesive joints, International Journal of Adhesion &

Adhesives, 72:80-91.

3. Adams RD (2012) Preparing bulk specimens by pouring, in da Silva LFM, Dillard DA,

Blackman B, Adams RD (2012) Testing adhesive joints. Wiley-VCH Verlag GmbH & Co.

KGaA, Weinheim, Germany, 12-15.

4. Adams RD, Comyn J, Wake WC (1997) Structural adhesive joints in Engineering. Chapman

and Hall, London, UK.

5. Adams RD, Peppiatt NA (1974) Stress analysis of adhesively bonded lap joints. J Strain Anal

Eng 9:185-196

6. Akpinar S, Doru MO, Ozel A, Aydin MD, Jahanpasand HG (2013) The effect of the spew

fillet on an adhesively bonded single-lap joint subjected to bending moment. Composites Part

B, 55: 55-64.

7. Alampalli S (2006) Field performance of an FRP slab bridge. Compos Struct, 72(4):494-502.

8. Allman DJ (1977) A theory for elastic stresses in adhesive bonded lap joints. The Quarterly

Journal of Mechanics and Applied Mathematics, 30(4):415-436.

9. Anon (2014) Strain gauges types. Micro – Flexitronics Ltd

(http://www.mflstraingauges.com/index.htm).

10. Anon (2014) The strain gauge. Dokuz Eylul University

(http://web.deu.edu.tr/mechatronics/TUR/strain_gauge.htm)

11. ANSYS Workbench user’s guide (2009) Canonsburg, Pennsylvania, USA.



187

12. l’Armee AT, Stein N, Becker W (2016) Bending moment calculation for single lap joints with

composite laminate adherends including bending-extensional coupling. International Journal

of Adhesion & Adhesives, 66:41-52.

13. Ascione L, Caron JF, Godonou P, IJselmuijden K, Knippers J, Mottram T, Oppe M, Sorensen

G, Taby J, Tromp L (2016) Prospect for new guidance in the design of FRP, EUR 27666 EN,

doi:10.2788/22306.

14. Ascione F, Lamberti M, Razaqpur AG, Spadea (2017) Strength and stiffness of adhesively

bonded GFRP beam-column moment resisting connections. Composite Structures, 160:1248-

1257.

15. ASTM D412 (2016) Standard test method for vulcanized rubber and thermoplastic elastomers

– Tension. ASTM International, West Conshohocken, PA, USA.

16. ASTM D1002 (2010) Standard test method for apparent shear strength of single-lap-joint

adhesively bonded metal specimens by tension loading (metal-to-metal). ASTM International,

West Conshohocken, PA, USA.

17. ASTM D3039 (2014) Standard test method for tensile properties of polymer matrix composite

materials. ASTM International, West Conshohocken, PA, USA.

18. ASTM D3163 (2014) Standard test method for determining strength of adhesively bonded

rigid plastic lap-shear joints in shear by tension loading. ASTM International, West

Conshohocken, PA, USA.

19. ASTM D3165 (2014) Standard Test Method for Strength Properties of Adhesives in Shear by

Tension Loading of Single-Lap-Joint Laminated Assemblies. ASTM International, West


20. ASTM D3983 (2011) Standard test method for measuring strength and shear modulus of

nonrigid adhesives by the Thick-Adherend tensile-lap specimen. ASTM International, West


21. ASTM D4501 (2014) Standard test method for shear strength of adhesive bonds between rigid

substrates by the block-shear method. ASTM International, West Conshohocken, PA, USA.

22. ASTM D5573 (1999) Standard practice for classifying failure modes in fiber reinforced plastic

(FRP) joints. ASTM International, West Conshohocken, PA, USA.


188

23. ASTM D5868 (2014) Standard test method for lap shear adhesion for fiber reinforced plastic

(FRP) bonding. ASTM International, West Conshohocken, PA, USA.

24. Avendaño R, Carbas RJC, Marques EAS, da Silva LFM, Fernandes AA (2016) Effect of

temperature and strain rate on single lap joints with dissimilar lightweight adherends bonded

with an acrylic adhesive. Composite Structures, 152:34-44.

25. Ayatollahi MR, Safar AA (2015) Failure load prediction of single lap adhesive joints based

on a new linear elastic criterion. Theoretical and Applied Fracture Mechanics, 80:210-217.

26. Baldan A (2004) Adhesively-bonded joints and repairs in metallic alloys, polymers and

composite materials: Adhesives, adhesion theories and surface pretreatment. Journal of

Materials Science, 39(1):1-49.

27. Baldan A (2012) Adhesion phenomena in bonded joints. International Journal of Adhesion &


28. Banu D (2012) Consolidarea plăcilor din beton armat folosind compozite polimerice armate

cu fibre. Teză de doctorat, Universitatea Tehnică Iași, Romania.

29. Barbero EJ (2011) Introduction to composite materials design, 2nd Edition. CRC Press, Taylor

and Francis, Boca Raton, USA.

30. Barbero EJ (2014) Finite Element Analysis of composite materials using Ansys. CRC Press

Taylor and Francis Group, USA.

31. Barros JAO, Dias SJE, Lima JLT (2007) Efficacy of CFRP – based techniques for the flexural

and shear strengthening of concrete beams. Cement & concrete composites, 29:203-217.

32. Bejan L, Țăranu N, Sârbu A (2010) Advanced polymeric composites with hybrid

reinforcement, Journal of optoelectronics and advanced materials, 12(9):1930-1934.

33. Beylergil B, Cunedioglu Y, Aktas A (2011) Experimental and numerical analysis of single lap

composite joints with inter-adherend fibers. Composites Part B: Engineering, 42:1885-1896.

34. Bilkerman JJ (1968) The Science of Adhesives Joints. Academic Press, New York, USA.

35. Biseke N (2005) GRP road bridge. Reinforced plastics, 49(5):4.

36. Blackburn BP, Tatar J, Douglas EP, Hamilton HR (2015) Effects of hygrothermal

conditioning on epoxy adhesives used in FRP composites. Construction and Building

Materials, 96(15):679-689.



189

37. Brackmann W, Geisβ PL, Klingen J, Schroder B (2009) Adhesive bonding. Materials,

Applications and Technology. Wiley-VCH Verlag GmbH & Co. KGaA, Weinheim, Germany.

38. Brockmann W, Geis PL, Klingen J, Schroder B (2009) Adhesive bonding: Materials,

Applications and Technology. Wiley-VCH, Weinheim, Germania.

39. Bunsell AR, Renard J (2005) Fundamentals of fibre reinforced composite materials. Institute

of Physics Publishing, Philadelphia, USA.

40. Campbell FC (2010) Structural composite materials. ASM International, Materials Park, Ohio,

USA.

41. Canning L (2008) Mount pleasant FRP bridge deck over M6 motorway. Proceedings of the

4th international conference on FRP composites in civil engineering (CICE 2008), 22nd–24th

July 2008, Zurich, Switzerland, 243-249.

42. Cannings L, Farmer N, Luke S, Smith I (2006) Recent developments in strengthenings

technology and the strengthening/reconstruction decision. Railway Bridges Today and

Tomorrow, Network Rail, Bristol.

43. Ceroni F, Ianniciello M, Pecce M (2016) Bond behavior of FRP carbon plates externally

bonded over steel and concrete elements: Experimental outcomes and numerical

investigations. Composite Part B: Engineering, 92:434-446.

44. Chajes MJ, Finch WW, Januszka TF, Thomson TA (1996) Bond and force transfer of

composite material plates bonded to concrete. ACI Structural Journal 93(2):209-217.

45. Chang KK (2001) Aramid Fibers. ASM Handbook Volume 21 Composites, ASM

International, Material Park, Ohio, USA.

46. Chauvat G, Reau JP (2004) Statistiques descriptives, Armand Colin, Paris.

47. Chawla KK (1998) Composite materials, science and engineering, 2nd Ed. Springer Verlag

New York, USA.

48. Chen D, Cheng S (1983) An analysis of adhesive-bonded single-lap joints. Journal of Applied

Mechanics, 50(1):109-115.

49. Chen JF, Teng JG (2001) Anchorage strength models for FRP and steel plates bonded to

concrete. Journal of Structural Engineering 127(7):784-791.


190

50. Choi KK, Taha MMR, Masia MJ, Shrive PL, Shrive NG (2010) Numerical investigation of

creep effects on FRP-strengthened RC beams. Journal of composites for construction,

14(6):812-822.

51. Church DG, Silva TMD (2002) Application of carbon fibre composites at covered ways 12

and 58 and bridge EL. Proceedings of Inaugural International Conference on the Use of

Advanced Composite in Construction, Thomas Telford, London, 491-500.

52. CNR-DT 200/R1 (2013) Guide for the design and construction of externally bonded FRP

systems for strengthening existing structures. Advisory Committee on Technical

Recommendation for Construction of National Research Council, Rome, Italy.

53. Cognard P (2006) Adhesives and Sealants General Knowledge, Application Techniques, New

Curing Techniques, Volume 2, Elsevier Science, London, UK.

54. Comyn J (2006) Theories of Adhesion in Cognard P Handbook of Adhesives and Sealants.

Elsevier Ltd 1-50.

55. Cozmanciuc CI (2011) Consolidarea stâlpilor din beton armat cu secțiuni necirculare prin

confinare cu materiale compozite. Teza de doctorat, Universitatea Tehnică Iași, Romania.

56. CUR 96 Fibre Reinforced Polymers in Civil Load Bearing Structures (Dutch

Recommendation, 2003).

57. Daniel I, Ishai O (2006) Engineering mechanics of composite materials, 2nd Edition.

University Press, Oxford, UK.

58. Davis MJ, Bond DA (2017) The importance of failure mode identification in adhesive bonded

aircraft structures and repairs. Aircraft structural integrity section Directorate General of

Technical Airworthiness Royal Australian Air Force. Amberley detachement, 501 Wing,

RAAF Amberley 4306, Australia.

59. Deryaguin BV, Krotova NA, Smilga VP (1978) Adhesion of Solids. Plenum Publishing

Corporation, New York, USA.

60. Deryaguin BV, Churaev NV, Myler VM (1987) Surface force. Plenum Publishing

Corporation, New York, USA.

61. Diego AL, Artega A, Lopez-Hombrados C, Guiterrez JP (2007) Strengthening of square RC

columns using fibre-reinforced polymers FRP. Proceeding of the FRPRCS-8 Symposium:

FRP reinforcement for concrete structures. Patras, Greece, (july, 2007).



191

62. Dilger K (2010) Selecting the right join design and fabrication techniques. Advances in

structural adhesive bonding. CRC press Woodhead Publishing Limited, UK, 295-313.

63. Dima M, Frâncu C (2014) Methods for testing glass fibre reinforced polymer composites

(GFRP’S) with polyester matrix. Rev Rom Mat, 44(3):304-310.

64. Dunca B (2010) Developments in testing adhesive joints in ed. Dillard AD (2010) Advances

in structural adhesive bonding. CRC press Woodhead Publishing Limited, UK, 389-436.

65. Ebnesajjad S (2008) Adhesives Technology Handbook. William Andrew Inc., Norwich, NY,

USA.

66. Ebnesajjad S (2009) Adhesives Technology Handbook. 3rd Edition, William Andrew Inc.,

Norwich, NY, USA.

67. Ebnesajjad S, Landrock A (2009) Adhesives Technology Handbook. 3rd Edition. William

Andrew – Elsevier, San Diego, USA.

68. EN ISO 527 (2009) Plastics – Determination of tensile properites – Part 5: Test conditions for

unidirectional fibre reinforced – plastic composites. International Organization for

Standardization, Geneva, Switzerland.

69. EN ISO 15166 – 2 (2000) Adhesives – Methods of preparing bulk specimens – Part 2: Elevated

– temperature – curing one – part systems. International Organization for Standardization,

Geneva, Switzerland.

70. EN ISO 4587 (2003) Adhesives–Determination of tensile lap-shear strength of rigid-to-rigid

bonded assemblies. International Organization for Standardization, Geneva, Switzerland.

71. Ewen JC, Kellar TWI (2010) Key issues in selecting the right adhesive. In Advances in

structural adhesive bonding, Ed. by Dillard DA, Woodhead Publishing House, CRC Press,

Cambridge, UK.

72. Farhey DN (2005) Long-term performance monitoring of the Tech 21 all-composite bridge. J

Compos Constr, 19(3):252–262.

73. Fawzia S, Zhao XL, Al-Mahaidi R (2010) Bond slip models for double strap joints

strengthened by CFRP. Composite structures, 92(9):2137-2145.

74. Firth I, Cooper D (2002) New Materials for New Bridges—Halgavor Bridge, UK. Structural

Engineering International, 12(2):80-83.


192

75. Fernando ND (2010) Bond behaviour and debonding failures in CFRP – strengthened steel

members. Ph.D. Diss., Hong Kong Polytechnic University, Department of Civil and Structural

Engineering, Hong Kong.

76. Fernholz KD (2010) Bonding of polymer matrix composites in ed. Dillard AD (2010)

Advances in structural adhesive bonding. CRC press Woodhead Publishing Limited, UK, 265-

291.

77. Fiberline design manual (2012) Flat profiles, plates and sheets.

78. Fișă tehnică Lamele SIKA CarboDur (2008) – Nr. Identificare – 02 04 01 01

79. Fișă tehnică Lamele SIKA CarboDur (2002) – Heavy-Duty CFRP strengthening system.

80. Fișa tehnică Mapei Carboplate (2008) Placă din fibre de carbon extrudate preimpregnate în

rășini epoxidice, protejate de o peliculă dublă de plastic, Nr. Identificare - 201001-3.

81. Fișă tehnică de produs Sikadur 30 – Adeziv pentru lamele din fibre de carbon (2014). Nr. de

identificare 020401040010000001, Sika Romania SRL, Brasov, Romania.

82. Fișă tehnică Sikadur 330 – Rasina epoxidică bicomponenta de impregnare (2014). Nr. de

identificare 020401040010000004 Sika Romania SRL, Brasov, Romania.

83. Fourche G (1995) An overview of the basic aspects of polymer adhesion. Part I: Fundamentals.

Polymeric Engineering & Science, 35:957–67.

84. Gabler M, Knippers J (2013) Improoving fail-safety of road bridges built with non-ductile

fibre composites. Construction and Building Materials, 49:1054-1063.

85. Gerlach A, Lambach H, Seidel D (1999) Preparation of adhesives in joints during capillary

adhesive bonding of microcomponents. Microsystem Technologies, 6: 19-22.

86. Ghiga DA, Țăranu N, Ențuc IS, Ungureanu D, Scutaru MC (2018) Modern strengthening

techniques for masonry structures. Buletinul Institutului Politehnic din Iași, 64(68)(2):41-58.

87. Giurgiutiu V (2015) Structural health monitoring of aerospace composites. Elsevier,

Amsterdam, Holland.

88. Goland M, Reissner E (1944) The stresses in cemented joints. Journal of Applied Mechanics,

11:17-27.



193

89. Gramlich WM, Gardner DJ, Neivandt DJ (2006) Surface treatments of wood–plastic

composites (WPCs) to improve adhesion. Journal of Adhesion Science and Technology,

20:1873–1887.

90. Groll L, Țăranu N (2003) Îmbinari la elemente din materiale compozite. Editura Societății

Academice ’MATEI – TEIU BOTEZ’, Iasi.

91. Habenicht G (2009) Applied Adhesive Bonding: A Practical Guide for Flawless Results.

Wiley-VCH Verlag GmbH & Co. KGaA, Weinheim, Germany.

92. Haghani R (2016) Finite element modelling of adhesive bonds joining fibre reinforced

polymer (FRP) composites to steel in (edit )Karbhari VM, Rehabilitation of Metallic Civil

Infrastructure Using Fiber Reinforced Polymer (FRP) Composites, Woodhead Publishing,

Texas, SUA.

93. Hart-Smith LJ (1973) Adhesive-bonded double-lap joints. Douglas Aircraft Company, NASA;

CR-112235.

94. Hart-Smith LJ (1973) Adhesive-bonded single-lap joints, NASA Langley Research Center,

Hampton, VA; CR-112236.

95. Hart-Smith LJ (1983) Designing to minimize peel stresses in adhesive-bonded joints in

(edit)Johnson WS Delamination and debonding of materials, ASTM special technical

publication 876, NASA Langley Research Center, Philadelphia.

96. HBM Strain gauges (https://www.hbm.com/en/).

97. Head P (1994) The world’s first advanced composite road bridge. Symposium on – short and

medium span bridges, Calgary, Canada.

98. Herakovich C (1998) Mechanics of fibrous composites, John Wiley & Sons, New York, USA.

99. Hoffmann K (1989) An introduction to measurements using strain gauges. HBM Publication,

Darmstadt, Germany.

100. Hollaway LC (1990) Polymers and polymer composites in construction, UK.

101. Hollaway LC (1993) Polymer composites for civil and structural engineering. Chapman and

Hall, Glasgow, UK.


194

102. Hollaway LC (2008) Fiber-reinforced polymer (FRP) composites used in rehabilitation. In

Strengthening and rehabilitation of civil infrastructures using fibre-reinforced polymer (FRP)

composites. Edited by Hollaway LC, Teng JG. Woodhead Publishing ltd., Cambridge, UK.

103. Hollaway LC, Cadei J (2003) Progress in the technique of upgrading metallic structures with

advanced polymer composites. Progress in Structural Engineering and Materials, 4(2):131-

148.

104. Hollaway LC, Teng JG (2008) Strengthening and rehabilitation of civil infrastructures using

fibre-reinforced polymer (FRP) composites. Woodhead Publishing Limited, UK.

105. Hollaway LC (2010) A review of the present and future utilisation of FRP composites in the

civil infrastructure with reference to their important in-service properties. Construction and

Building Materials, 24:2419-2445.

106. Hudişteanu I, Ţăranu N, Isopescu DN, Bejan L, Axinte A, Ungureanu D (2016) Improving

the mechanical properties of composite laminates through the suitable selection of the

corresponding materials and configurations. Revista Română de Materiale, 46(2):232-241.

107. Hudișteanu I, Ţăranu N, Lupășteanu V, Ungureanu D (2016) Comparative analysis of first

ply failure and progressive failure for symmetric composite laminates. Proceedings of the 16th


108. Hudişteanu I , Ţăranu N, Bejan L, Oprişan G, Ungureanu D (2017) Progressive failure

envelopes for composite laminates. Buletinul Institutului Politehnic din Iasi, 63(67)(1):31-39.

109. Hudișteanu I, Ţăranu N, Vlădoiu C, Ungureanu D (2017) Analytical and numerical

evaluation of the flexural response of sandwich beams. Proceedings of the 17th International

Scientific Conference VSU’2017, Sofia, Bulgaria, 24 – 29.

110. Hudișteanu I, Țăranu N, Vlădoiu C, Ungureanu D (2017) Numerical investigations of

stresses and damage distributions on the layers of a sandwich beam with composite laminated

faces subjected to bending. Revista Intersecții, 24(1):45-58.

111. Hudișteanu I, Țăranu N, Vlădoiu C, Ungureanu D, Lupășteanu V (2017) Structural response

of sandwich beams with different facing materials subjected to bending. Advanced

Engineering Forum, 21:294-300.

112. Hudișteanu I, Țăranu N, Isopescu DN, Ențuc IS, Oprișan G, Ungureanu D (2018)

Numerical analysis of interlaminar damage evolution on various composite laminates.

ModTech International Conference. Modern Technologies in Industrial Engineering, IOP

conference series materials science and engineering (lucrare acceptată spre publicare).



195

113. Jain S, Kumar R (1995) Processing of bamboo fiber reinforced plastic composites. Materials

and Manufacturing Processes, 9(5):813-828.

114. Jia Z, David Hui D, Yuan G, Lair J, Lau K-t, Xu (2016) Mechanical properties of an epoxy-

based adhesive under high strain rate loadings at low temperature environment. Composites

Part B: Engineering, 105:132-137.

115. Jiang X, Kolstein H, Bijlaard FSK (2013) Moisture diffusion in glass-fiber-reinforced

polymer composite bridge under hot/wet environment. Composites Part B: Engineering,

45:407-416.

116. Johnson WS (1983) Delamination and debonding of materials, ASTM special technical

publication 876, NASA Langley Research Center, Philadelphia, L. J. Hart-Smith, Designing

to minimize peel stresses in adhesive-bonded joints.

117. Kanerva M, Saarela O (2013) The peel ply surface treatment for adhesive bonding of

composites: A review. International Journal of Adhesion & Adhesives, 43:60-69.

118. Kaw K (2006) Mechanics of composite materials. Second edition. Taylor & Francis, Boca

Raton, USA.

119. Keller T, Vallee T (2005) Adhesively bonded lap joints from pultruded GFRP profiles. Part

I: stress-strain analysis and failure modes. Composite Part B: Engineering, 36:331-340.

120. Keller T, Vallee T (2006) Adhesively bonded lap joints from pultruded GFRP profiles. Part

III: Effects of chamfers. Composite Part B: Engineering, 37:328-336.

121. Keller T, Vallee T, Fourestey G, Fournier B, Correia JR (2009) Adhesively bonded joints

composed of pultruded adherends: Considerations at the upper tail of the material strngth

statistical distribution. Probabilistic Engineering Mechanics, 24:358-366.

122. Kelly G (2005) Load transfer in hybrid (bonded/bolted) composite single-lap joints.

Composite Structures, 69:35-43.

123. Kelly G (2006) Quasi-static strength and fatigue life of hybrid (bonded/bolted) composite

single-lap joints. Composite Structures, 72:119-129.

124. Khalili SM, Shokuhfar A, Hoseini SD, Bidkhori M, Khalili S, Mittal RK (2008)

Experimental study of the influence of adhesive reinforcement in lap joints for composite

structures subjected to mechanical loads. International Journal of Adhesion & Adhesives,

28:436-444.


196

125. Kilic B, Madenci E, Ambur DR (2006) Influence of adhesive spew in bonded single-lap

joints. Engineering Fracture Mechanics, 73:1472-1490.

126. Kim KHE, Andrawes B (2016) Compression behavior of FRP strengthened bridge timber

piles subjected to accelerated aging. Construction and Building materials, 124:177-185.

127. Knippers J, Pelke E, Gabler M, Berger D (2010) Bridges with glass fiber-reinforced polymer

decks: the road bridge in friedberg. Germany Struct Eng Int, 20(4):400–404.

128. Kohnke P (1999) Ansys theory reference. Ansys Inc., Canonsburg, USA.

129. Kwakernaak A, Hofstede J, Poulis J, Benedictus R (2010) Improvements in bonding metals

(steel, aluminium) in ed. Dillard AD Advances in structural adhesive bonding. CRC press

Woodhead Publishing Limited, 185-236(2010).

130. Kyova Strain gauges

(http://www.kyowa-ei.com/eng/product/category/strain_gages/index.html).

131. Lates MT (2008) Metoda Elementelor finite. Aplicații. Editura Universității Transilvania din

Brașov, Brașov.

132. Lee HK, Pyo SH, Kim BR (2009) On joint strengths, peel stresses and failure modes in

adhesively bonded double-strap and supported single-lap GFRP joints. Composite Structures,

87:44-54.

133. Li YF, Badjie S, Chen WW, Chiu YT (2016) Case study of first all-GFRP pedestrian bridge

in Taiwan. Case Studies in Construction Materials, 1:83-95.

134. Liu B, Nie J, He Y (2016) From rosin to high adhesive polyurethane acrylate: Synthesis and

properties. International Journal of Adhesion and Adhesives, 66:99-103.

135. Lu J-H, Youngblood P (2015) Adhesive bonding of carbon fiber reinforced composite using

UV-curing epoxy resin. Composite Part B: Engineering, 82:221–225.

136. Lu XZ, Teng JG, Ye LP, Jiang JJ (2005) Bond-slip models for FRP sheets/plates bonded to

concrete. Engineering Structures 27(6):920-937.

137. Luke S (2001) The use of carbon fibre plates for the strengthening of two metallic bridges

of an historic nature in the UK. Proceedings of the FRP Composites in Civil Engineering

(CICE 2001), ed. Teng J. G., Elsevier, Hong Kong.

138. Luo Q, Tong L (2007) Fully-coupled nonlinear analysis of single lap adhesive joints.

International Journal of Solids and Structures, 44(7-8):2349-2370.



197

139. Lupasteanu V, Taranu N, Mihai P, Oprisan G (2015) Behaviour of CFRP-to-steel interface

in adhesively bonded single lap joints. Experimental set-up. Bulletin of the Polytechnic

Institute of Jassy, Construction. Architecture Section LXI(LXV)(4):63-73.

140. Lupășteanu V (2016) Cercetări privind conlucrarea dintre oțel și produsele compozite

utilizate la consolidarea structurilor metalice. Teză de doctorat, Facultatea de Construcții și

Instalații, Universitatea Tehnică „Gheorghe Asachi” din Iași, România.

141. Lupășteanu V, Țăranu N, Mihai P, Oprișan G, Lupășteanu R, Ungureanu D (2016),

Behaviour of CFRP-to-steel interfaces in adhesively bonded joints. Romanian Journal of

Materials, 46(4):515-522.

142. Lupășteanu V, Țăranu N, Ungureanu D, Dupir (Hudișteanu) I (2016) Experimental

evaluation of the tensile strength of pultruded CFRP composite strips. Proceedings of the 16th


143. Lupășteanu V, Țăranu N, Mihai P, Ungureanu D (2017) Particularități privind cedarea

îmbinărilor adezive dintre oțel și produsele compozite polimerice armate cu fibre. A 15-a

conferință națională de construcții metalice cu participare internațională, Iași, 117-124.

144. Lupășteanu V, Țăranu N, Ungureanu D (2018) Failure particularities of adhesively bonded

joints between steel and carbon fibre reinforced polymers composite elements. Buletinul

Institutului Politehnic din Iași, 64(68)(1):63-72.

145. Machado JJM, Gamarra PMR, Marques EAS, da Silva LFM (2018) Improvement in impact

strength of composite joints for the automotive industry. Composite Part B: Engineering,

138:243–255.

146. Maeva E, Severina I, Bondarenko S, Chapman G, O’Neill B, Severin F, Maev RG (2004)

Acoustical methods for the investigation of adhesively bonded structures: A review. Canadian

Journal of Physics, 82:981-1025.

147. Maksay ȘI, Bistrian DA (2008) Introducere în metoda elementelor finite, Editura Cermi,

Iași.

148. Mallik PK (2008) Fiber reinforced composites, materials, manufacturing and design, CRC

Press, Boca Raton, USA.

149. Marques EAS, da Silva LFM, Flaviani M (2015) Testing and simulation of mixed adhesive

joints for aerospace applications. Composite Part B: Engineering, 74:123–130.


198

150. Marzi T (2015) Nanostructured materials for protection and reinforcement of timber

structures: A review and future challenges. Construction and building materials, 97:119-130.

151. Mattos HC, Sampaio EM, Monteiro AH (2011) Static failure analysis of adhesive single lap

joints, International Journal of Adhesion & Adhesives, 31:446-454.

152. Mays GC, Hutchinson AR (1992) Adhesives in civil engineering. Cambridge University

Press, Cambridge, UK.

153. Meneghetti LC, Garcez MR, da Silva LCP, Gastal FDSL, Bittencourt TN (2014) Fatigue life

of RC beams strengthened with FRP systems. Structural concrete, 15(2):219-228.

154. Miracle DB, Donaldson SL (2001) ASM Handbook, volume 21, Composites. ASM

International, The Materials Information Society, Material Park, Ohio, USA.

155. Moghadamzadeh H, Rahimi H, Asadollahzadeh M, Hemmati AR (2011) Surface treatment

of wood polymer composites for adhesive bonding. International Journal of Adhesion &


156. Munteanu V (2008) Îmbunătățirea capacității portante a stâlpilor din beton armat folosind

soluții compozite. Teză de doctorat, Universitatea Tehnică Iași, Romania.

157. Nabaka K, Toshiyuki K, Tomoki F, Hiroyuki Y (2001) Bond behavior between fiber-

reinforced polymer laminates and concrete. ACI Structural Journal 98(3):359-367.

158. Neubauer U, Rostasy FS (1997) Design aspects of concrete structures strengthened with

externally bonded CFRP plates. Proceedings of the 7th International Conference on Structural

Faults and Repairs, MC Forde (Ed.), Engineering Technics Press, Edinburgh, UK, 109-118.

159. NF T 76-142 (1988) Methode de preparation de plaques d’adhesifs structuraux pour la

realisation d’eprouvettes d’essai de characterisation.

160. Oltean R (2011) Studiul fenomenelor de conlucrare dintre materialele compozite și

materialele tradiționale la structuri hibride. Teză de doctorat, Facultatea de Construcții și

Instalații, Universitatea Tehnică „Gheorghe Asachi” din Iași, România.

161. Oplinger DW (1994) Effects of adherend deflections in single lap joints. International

Journal of Solids and Structures, 31(18):2565-2587.

162. Oporto GS, Gardner DJ, Bernhardt G, Neivandt DJ (2007) Characterizing the mechan- ism

of improved adhesion of modified wood plastic composite (WPC) surfaces. Journal of

Adhesion Science and Technology, 21:1097–1116.



199

163. Özera H, Öz Ö (2012) Three dimensional finite element analysis of bi-adhesively bonded

double lap joint. International Journal of Adhesion and Adhesives, 37:50-55.

164. Parisi MA, Piazza M (2015) Seismic strengthening and seismic improvement of timber

structures. Construction and Building Materials, 97:55-66.

165. Packham DE (2003) Surface energy, surface topography and adhesion. International journal

of adhesion and adhesives, 23(6):437-448.

166. Packham DE (2005) Handbook of adhesion. Wiley-VCH Verlag GmbH & Co. KGaA,

Weinheim, Germany.

167. Parker BM, Waghorne RM (1982) Surface pretreatment of carbon fibre-reinforced

composites for adhesive bonding. Composites, 13:280-288.

168. Petrie M (2007) Handbook of adhesives and sealants. 2nd Ed. The McGraw-Hill Companies,

New York, USA.

169. Possart W (2005) Adhesion. Current research and applications. Wiley-VCH Verlag GmbH

& Co. KGaA, Weinheim, Germany.

170. Radeș M (2006) Analiza cu elemente finite, Editura Printech, București.

171. Rahman NM, Sun CT (2014) Strength calculation of composite single lap joints with Fiber-

Tear-Failure. Composite Part B: Engineering, 62:249-255.

172. Rappaz M, Bellet M, Deville M (2003) Numerical modelling in materials science and

engineering. Springer Series in Computational Mathematics, 2003, Berlin.

173. Reis PNB, Antunes FJV, Ferreira JAM (2005) Influence of superposition length on

mechanical resistance of single-lap adhesive joints. Composite structures, 67(1):125-133.

174. Ren D, Liu L, Li Y (2012) Investigation on overlap joining of AZ61 magnesium alloy: Laser

welding, adhesive bonding, and laser weld bonding. The International Journal of Advanced

Manufacturing Technology, 61:195-204.

175. Ribeiro TEA, Campilho RDSG, da Silva LFM, Goglio L (2016) Damage analysis of

composite–aluminium adhesively-bonded single-lap joints. Composite Structures, 136:25-33.

176. Rispler AR, Tong L, Steven GP, Wisnom MR (2000) Shape optimization of adhesive fillets.

International Journal of Adhesion & Adhesives, 20:221-231.


200

177. Rizkalla S, Tarek H, Hassan N (2003) Design recommendations for the use of FRP for

reinforcement and strengthening of concrete structures. Progress in structural engineering and

materials, 1(5):16-28.

178. Rodríguez RQ, de Paiva WP, Sollero P, Rodrigues MRB, de Albuquerqueb ÉL (2012)

Failure criteria for adhesively bonded joints. International Journal of Adhesion and Adhesives,

37:26-36.

179. Roohollah S, Canal LP, Violakis G, Botsis J, Michaud V, Limerger HG (2015) An

experimental-numerical investigation of hydrothermal response in adhesively bonded

composite structure. Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 73:176-185.

180. Russell L (2005) Footbridge Awards 200". Bridge Design & Engineering n41 v.11. ISSN

1359-7493.

181. Sa MF, Guerreiro L, Gomes AM, Correia JR, Silvestre N (2017) Dynamic behaviour of a

GFRP-steel hybrid pedestrian bridge in serviceability conditions. Part1: Experimental study.

Thin-Walled Structures 117:332-342.

182. Sa MF, Sivestre N, Correia JR, Guerreiro L, Gomes AM (2017) Dynamic behaviour of a

GFRP-steel hybrid pedestrian bridge in serviceability conditions. Part2: Numeric and analytic

study. Thin-Walled Structures 118:113-123.

183. Satas D (1989) The Handbook of Pressure Sensitive Adhesives, 2nd Ed. Van Nostrand

reinhold, New York, USA.

184. Savioa M, Ferracuti B, Mazzotti D (2003) Non-linear bond-slip law for FRP-concrete

interface. Proceedings of the 6th International Symposium on FRP reinforcement for concrete

structures, Singapore, World Scientific Publications, 163-172.

185. Sena-Cruz JM, Barros JAO, Coelho MRF, Silva LF (2011) Efficiency of different techniques

in flexural strengthening of RC beams under monotonic and fatigue loading. Construction and

building materials, 29:175-182.

186. Sharpe WN (2008) Springer handbook of experimental solid mechanics. Springer, New

York.

187. Sheard P (2003) Composites in construction. Frequently encountered misconceptions.

Lecture notes. University of Sheffiled, UK.

188. Sika CarboShear L (2014) Product Data Sheet, No. 020206010040000002.



201

189. da Silva (2012) Manufacture of quality specimens in ed. da Silva LFM, Dillard DA,

Blackman B, Adams RD (2012) Testing adhesive joints. Wiley-VCH Verlag GmbH & Co.

KGaA, Weinheim, Germany, 1-12.

190. da Silva LFM, Dillard DA, Blackman B, Adams RD (2012) Testing adhesive joints. Wiley-

VCH Verlag GmbH & Co. KGaA, Weinheim, Germany.

191. Silva-Araya WF, Ricon And OT, O’neill LP (1998) Repair and rehabilitation of reinforced

concrete structures: the state of art. Proceedings of the International seminar, workshop and

exhibition. American Society of Civil Engineering, USA.

192. Siwowski T, Kaleta D, Rajchel M (2018) Structural behaviour of an all-composite road

bridge. Composite structures, 192:555-567.

193. Smith J (2016) Fiber-reinforced polymer bridge design in the Netherlands: Architectural

challenges toward innovative, sustainable, and durable bridges. Engineering, 2(4):518-527.

194. Smith ST, Hu SH, Kim SJ, Seracino R (2011) FRP strengthened RC slabs anchored with

FRP anchors. Engineering structures, 33(4):1075-1087.

195. Son BJ, Lee SY, Ji HS (2013) Long-term performance of a fiber-reinforced polymer slab

bridge superstructure-field load test and ratings. Composites Part B: Engineering, 45(1):644-

656.

196. Sobrino J, Pulido G, Dolores M (2002) Towards Advanced Composite Material Footbridges.

Structural Engineering International. IABSE. 2: 84–86.

197. Sonnenschein R, Gajdosova K, Holly I (2016) FRP composites and their using in the

construction of bridges. Procedia Engineering, 161:477-482.

198. Stankiewicz B (2012) Composite GFRP deck for bridge structures. Procedia Engineering

40:423-427.

199. Stănilă O (2012) Consolidarea elementelor din lemn cu materiale compozite. Teză de

doctorat, Universitatea Tehnică Iași, Romania.

200. Stein N, Mardani H, Becker W (2016) An efficient analysis model for functionally graded

adhesive single lap joints. International Journal of Adhesion & Adhesives, 70:117-125.

201. Stein N, Weißgraeber P, Becker W (2016) Stress solution for functionally graded adhesive

joints. International Journal of Solids and Structures, 97-98:300-311.


202

202. Stoian V, Nagy-Gyorgy T, Dan D, Gergely J, Daescu C (2004) Composite Materials for

Construction. Ed. Politehnică, Timișoara, România.

203. Sun Z, Shi S, Hu X, Guo X, Chen J, Chen H (2015) Short-aramid-fiber toughening of epoxy

adhesive joint between carbon fiber composites and metal substrates with different surface

morphology. Composites Part B: Engineering, 77:38-45.

204. Taib AA, Boukhili R, Achiou S, Gordon S, Boukehili H (2006) Bonded joints with

composite adherends. Part I. Effect of specimen configuration, adhesive thickness, spew fillet

and adherend stiffness on fracture. International Journal of Adhesion & Adhesives, 26:226-

236.

205. Teng JG, Chen JF, Smith ST, Lam L (2003) FRP – Strengthened RC structures. West Sussex,

John Wiley & Sons.

206. Trumf H (2010) German bridge combines composite and steel. Reinforced Plastics, 54(1):4.

207. Tsai MY, MortonJ (1995) The effect of a spew fillet on adhesive stress distributions in

laminated composite single-lap joints, Composite Structures, 32:123-131.

208. Țăranu N, Bejan L, Cozmanciuc R, Hohan R (2003) Materiale și elemente compozite I.

Editura Politehnium, Iași, România.

209. Țăranu N, Oprișan G, Isopescu DN, Ențuc I, Munteanu V, Banu C (2008) Fibre reinforced

polymer composites as external reinforcement for building elements. Buletinul Institutului

Politehnic din Iași, Tomul LIV(LVIII), Fasc. 1, 7-20.

210. Țăranu G (2009) Consolidarea arcelor si bolților din zidărie folosind soluții compozite. Teză

de doctorat, Universitatea Tehnică Iași, Romania.

211. Țăranu N (2011) Polymeric composites in construction. Course notes: University of

Sheffield.

212. Țăranu N, Banu D, Oprișan G, Budescu M, Bejan L (2013) Strengthening of thin reinforced

concrete slabs with composite strips. Rev Rom Mat, 43(1):3-13.

213. Țăranu N, Bejan L, Cozmanciuc R, Hohan R (2013) Materiale și elemente compozite I.

prelegeri și aplicații. Editura Politehnium, Iași.

214. Țăranu N, Ciobanu P, Popoaei S, Mihai P, Budescu M, Lupăsteanu V (2014) Improving the

structural response of reinforced concrete beams strengthened with near surface mounted

composite strips. Romanian Journal of Materials, 44(4):325-340.



203

215. Țăranu N, Ungureanu D, Lupășteanu V, Scutaru MC, Maxineasa SG (2018) Experimental

and numerical studies of the shear structural response of adhesively bonded single lap joints

between GFRP composite profiles. 18 International Multidisciplinary Scientific

GeoConference SGEM 2018 (lucrare acceptată spre publicare)

216. Ungureanu D (2016) Răspunsul structural al unei îmbinări adezive prin suprapunere simplă

solicitată la întindere uniaxială Creații universitare 2016 – Al IX-lea Simpozion Național, Iași,

România.

217. Ungureanu D, Țăranu N, Lupășteanu V, Hudișteanu I (2016) Numerical modelling of the

tensile structural response of pultruded carbon fibre reinforced polymer composite strips.

Proceedings of the 16th International Scientific Conference VSU’2016, Sofia, Bulgaria, 346 –

351.

218. Ungureanu D, Țăranu N, Lupășteanu V, Mihai P, Hudișteanu I (2016) Behaviour of

composite-to-composite interface for adhesively bonded joints. Experimental set-up.

Buletinul Institutului Politehnic din Iasi, 62(66)(3):29-41.

219. Ungureanu D, Ţăranu N, Lupăşteanu V, Roșu AR, Mihai P (2016) The adhesion theories

applied to adhesively bonded joints of fiber reinforced polymer composite elements. Buletinul

Institutului Politehnic din Iasi, 2,62 (66):37-45.

220. Ungureanu D, Țăranu N, Isopescu DN, Lupășteanu V, Mihai P, Hudișteanu I (2017)

Analytical and numerical study of adhesively bonded composite pultruded elements. Revista

Română de Materiale, 47(4):522-531.


geometry on the bond strength of adhesively bonded FRP composite elements. Revista

Intersecții, 14(2):10-21.

222. Ungureanu D, Țăranu N, Hudișteanu I, Florenţa I, Lupășteanu V (2017) Shear structural

response of adhesive joints for FRP composites. Advanced Engineering Forum, 21:280-285.

223. Ungureanu D, Țăranu N, Lupășteanu V, Mihai P (2017) Shear structural response of double

lap joints for composite pultruded elements. Buletinul Institutului Politehnic din Iași, 1,

63(67):9-20.


geometry on the bond strength of adhesively bonded FRP composite elements. Intersections,

14(2): 10-21.


204

225. Ungureanu D, Țăranu N, Isopescu DN, Lupășteanu V, Scutaru MC, Hudișteanu I (2018),

Failure particularities of adhesively bonded joints between pultruded GFRP composite

profiles. ModTech International Conference. Modern Technologies in Industrial Engineering,

IOP conference series materials science and engineering (lucrare acceptată spre publicare).

226. Ungureanu D, Țăranu N, Lupășteanu V, Isopescu DN, Oprișan G, Mihai P (2018)

Experimental and numerical investigation of adhesively bonded single lap and thick adherents

joints between pultruded GFRP composite profiles. Composites Part B: Engineering, 146:49-

59.

227. Vallee T, Keller T (2006) Adhesively bonded lap joints from pultruded GFRP profiles.Part:

III: Effects of chamfers. Composites Part B: engineering, 37(4), 328-336.

228. Vallee T, Keller T, Fourestey G, Fournier B, Correia JR (2009) Adhesively bonded joints

composed of pultruded adherends: Considerations at the upper tail of the material strength

statistical distribution. Probabilistic Engineering Mechanics, 24(3):358-366.

229. Vallee T, Tannert T, Murcia-Delso J, Quinn DJ (2010) Influence of stress-reduction methods

on the strength of adhesively bonded joints composed of orthotropic brittle adherends.

International Journal of Adhesion & Adhesives, 33:583-594.

230. Vallee T, Tannert T, Meena R, Hehl S (2013) Dimensioning method for bolted, adhesively

bonded, and hybrid joints involving Fibre-Reinforced-Polymers. Composites Part B:

Engineering, 46:179-187.

231. Varma RK, Barros JAO, Cruz JS, Ferreira DM (2008) A model to simulate the cyclic axial

compressive behaviour of RC columns confined with CFRP sheets. CCC 2008 Challenges for

Civil Construction.

232. Voineagu V, Țițan E, Ghiță S, Boboc C, Todose D (2007) Statistică. Baze teoretice și

aplicații, Editura Economică, București.

233. Volkersen O (1938) Die Niektraftverteiling in Zugbeanspruchten mit Konstanten

Laschenquerschritten Luftfahrtforschung 15:41-47

234. Voyutskii SS (1963) Autohesion and Adhesion of High Polymers, Volume 4 of the

Interscience Polymer Reviews Series, First American edition, Interscience Publishers, Inc,

USA.

235. Wake WC (1987) Synthetic Adhesives and Sealants. Wiley, New York, USA.



205

236. Wallenberg FT, Watson JC, Hong L (2001) Glass Fibers. ASM Handbook Volume 21

Composites, ASM International, Material Park, Ohio, USA.

237. Walsh PJ (2001) Carbon Fibers. ASM Handbook Volume 21 Composites, ASM

International, Material Park, Ohio, USA.

238. Weaver A (1997) Kolding bridge: a technical landmark. Reinforced Plastics, 41(8):30-33.

239. Weiss J, Voigt M, Kunze C, Sánchez JEH, Possart W, Grundmeier G (2016) Ageing

mechanisms of polyurethane adhesive/steel interfaces. International Journal of Adhesion and


240. Wu ZJ, Romeijn A, Wardenier J (1997) Stress expressions of single-lap adhesive joints of

dissimilar adherends. Composite Structures, 38(1):273-280.

241. Wu ZH, Yuan H, Niu HD (2002) Stress transfer and fracture propagation in different kind

of adhesive joints. Journal of Engineering Mechanics 128(5):562-573.

242. Xia SH, Teng JG (2005) Behaviour of FRP-to-steel bonded joints. Proceedings of

International Symposium on bond behavior of FRP structures, BBFS 2005, 411-418.

243. Yang C, Tomblin JS, Guan Z (2003) Analytical modeling of ASTM lap shear adhesive

specimens. U.S. Department of Transportation Federal Aviation Administration Office of

Aviation Research Washington, DC 20591, DOT/FAA/AR-02/130.

244. Yao J (2004) Debonding failure in reinforced concrete structures strengthened with

externally bonded FRP sheets/plates. Doctorial Dissertation, Hong Kong Polytechnic

University, Hong Kong.

245. Yuan H, Teng JG, Seracino R, Wu ZS, Yao J (2004) Full-range behavioe of FRP-to-concrete

bonded joints. Engineering Structures 26(5):553-565.

246. Zhang C, Canning L (2009) A successful model for introducing non-conventional materials

in construction. Proceedings of the 11th international conference on non-conventional

materials and technologies (NOCMAT 2009), Bath, UK.

247. Zhang Y, Vassilopoulos AP, Keller T (2010) Fracture of adhesively-bonded pultruded GFRP

joints under constant amplitude fatigue loading, International Journal of Fatigue, 32:979-987.

248. Zhao XL (2014) FRP strengthened metallic structure. CRC Press, Taylor and Francis Group,

Boca Raton.


206

249. https://fiberline.com/

250. https://www.fibercore-europe.com/

ÎmbinĂri adezive pentru elemente

Documents