1

ANUL UNIVERSITAR 2013/2014

2

Materiale Compozite

Definitie:

Definit n sens larg, un material compozit este un ansamblu de materiale

distincte, care are caracteristici pe care nu le au materialele constituente n parte.

n multe cazuri, materialele, naturale sau sintetice, se gsesc n combinaie cu alte materiale i nu acionnd n mod individual. Este cazul corpului uman, construit din carne i oase sau al betonului armat, unde cimentul este turnat pe un cadru metalic. Compozitele sintetice au aprut prima oar n industria aerospaial, din necesitatea controlrii i mbuntirii proprietilor materialelor, n conformitate cu cerinele impuse de destinaie.

Exist mai multe variante de definiie a materialelor compozite. Cea mai cuprinztoare, caracteriznd cel mai bine natura acestora este cea dat de P. Mallick. Conform lui Mallick, un material compozit este o combinaie ntre dou sau mai multe materiale diferite din punct de vedere chimic, cu o interfa ntre ele. Materialele constituente i menin identitatea separat (cel puin la nivel macroscopic) n compozit, totui combinarea lor genereaz ansamblului proprieti i caracteristici diferite de cele ale materialelor componente n parte. Unul din materiale se numete matrice i este definit ca formnd faza continu. Cellalt element principal poart numele de ranforsare (armatura) i se adaug matricei pentru a-i mbunti sau modifica proprietile. Ranforsarea reprezint faza discontinu, distribuit uniform n ntregul volum al matricei.

Fibrele sunt elementul care confer ansamblului caracteristicile de rezisten la solicitri. n comparaie cu matricea, efortul care poate fi preluat este net superior, n timp ce alungirea corespunztoare este redus. Matricea prezint o alungire i o rezilien la rupere mult mai mari, care asigur c fibrele se rup nainte ca matricea s cedeze. Trebuie insa subliniat faptul c materialul compozit este un ansamblu unitar, n care cele dou faze acioneaz mpreun, aa cum sugereaz curba efort alungire pentru compozit.

Sistemele de ranforsare pentru materiale compozite pot fi obinute utiliznd toate tehnologiile textile: esere, tricotare, braiding, procese pentru materiale neesute, asamblare prin coasere. La acestea se pot aduga i procesele caracterizate de producerea ranforsrii i a materialului compozit n aceeai etap, cum sunt nfurarea filamentelor i poltruderea. Criteriile utilizate n alegerea procesului tehnologic pentru fabricarea ranforsrii se refer la stabilitatea dimensional, la proprietile mecanice impuse, precum i la proprietile de drapaj / formabilitate ale sistemului de ranforsare.

STRUCTURI COMPOZITE

3

Structuri compozite polimerice armate cu fibre Materialele fibroase pot fi utilizate n structuri de rezistent, numai

inserate ntr-un material de sprijin numit matrice. n constructiile compozite, de cele mai multe ori, substante complet diferite se pot combina n aa fel nct propriettile lor individuale s ajung la o actiune optim. De regul, este vorba de perechi de materiale la care unul are o functie portant, n timp ce cellalt are scopul de a contribui la preluarea momentului de inertie.

Structuri compozite tip sandwich

n general, o constructie sandwich se caracterizeaz printr-o structur de suprafete multistrat, structur format de obicei din trei straturi :

Dou straturi de acoperire denumite i nveliuri, ce formeaz structura portant (disc, plac sau membran), straturi alctuite din material rigid i rezistent;

Un strat intermediar denumit i miez ce are drept scop s sustin nveliurile.

nveliurile structurii sandwich pot fi plci de tabl sau stratificate compozite din rini armate cu fibre. Miezul poate fi material spongios, structur tip fagure hexagonal, tabl ondulat, material din fibre poliesterice netesute sau alte structuri neconventionale i ofer un suport mai mult sau mai puTin continuu straturilor de acoperire. Plcile sandwich pot servi ca panouri sau nervuri pentru grinzile tip cheson. Structura sandwich

format din panou de compresiune sau din panou care s preia solicitarea de forfecare este deosebit de avantajoas faT de alte construcTii, prin valoarea caracteristic sczut a structurii (raportul dintre sarcin i lungimea structurii)

Din punct de vedere a greutTii specifice, ataarea nveliurilor la miez este esenTial pentru calitatea structurii sandwich. Deoarece, din punct de vedere optim, greutatea miezului ar trebui s fie dou treimi din greutatea total a structurii sandwich este important, pe ct posibil, ca miezul s fie ct mai uor. Elementul de suprafaT sandwich se deosebete esenTial de stratificatele multistrat izotrope i ortotrope obinuite, prin proprietTile caracteristice ale miezului. Miezul trebuie s distanteze i s susTin nveliurile portante i s preia numai sarcinile ce acTioneaz perpendicular pe suprafaTa structurii.

La alegerea corespunztoare a materialului miezului i n cazul unor

4

nveliuri relativ subtiri, descrierea strii de tensiune i a rigidittilor structurii se simplific. Fundamentul unei analize a comportrii la ncovoiere i la oscilatii a suprafetei sandwich l reprezint teoria membranei . Scopurile miezului precum i ipotezele teoriei membranei vor fi ndeplinite prin alegerea materialelor spongioase izotrope sau prin structuri fagure

ortotrope.

Rezistenta elementului obinuit tip sandwich se determin prin capacitatea

portant a componentelor sale constructive. Un deosebit interes l reprezint capacitatea de ncrcare a miezului la forfecare i compresiune respectiv a legturii miez-nveli la smulgere. Capacitatea portant a nveliurilor este limitat la tracTiune, de rezistenta tablei sau a stratificatului iar la compresiune sau forfecare ea este limitat prin flambajul postamentlui elastic. Pentru a evita acest lucru i pentru susTinerea nveliurilor este necesar o rigiditate satisfctoare a miezului. Un flambaj al nveliurilor ntre nervurile miezului se evit prin utilizarea unei structuri fagure suficient de nguste

Panouri sandwich din materiale termoplaste avansate

Panourile sandwich din materiale termoplaste utiliznd compozite

avansate se ntlnesc n special la echiparea interioarelor avioanelor, precum

podele i elemente de mbinare a cabinei piloTilor. Una dintre firmele ce a dezvoltat panouri portante tip sandwich pentru acest gen de aplicaTii este

firma Ten Cate Advanced Composites . Specialitii acestei firme au dezvoltat un miez aramidic cu nveliuri formate din cte dou straturi de pnz de sticl preimpregnat cu rin termoplast. Pentru evaluarea performanTelor i dezvoltarea tehnologiei necesare acestui tip de material s-a utilizat un

container montat pe podeaua unui avion Boeing 747-400. Panourile

sandwich din materiale termoplaste prezint avantajul unei foarte bune prelucrabilitTi (ca de exemplu ndoire) prin intermediul unei nclziri locale.

Firma Airex AG din Germania a dezvoltat o structur sandwich din material termoplast armat cu o ptur din fibre scurte de sticl, structur utilizat ca umplutur n producTia scaunelor automobilelor, ce s-a dovedit a fi foarte economic din punct de vedere al preTului de cost i a productivittii. mpreun cu firmele Symalit i Horlacher, firma Airex a dezvoltat o tehnologie pentru producTia unui compozit sandwich cu miez

spongios rigid dar flexibil tip Kapex i nveliuri cu grosimea de 1 mm din polipropilen armat cu ptur din fibre scurte de sticl.

Structurile sandwich sufer, de cele mai multe ori, deteriorri prin

5

desprinderea legturii dintre miez i nveli. n general la carenele navelor, structurile sandwich din policlorur de vinil (PVC) au suferit deteriorri prin desprinderea nveliului de miez datorit sarcinilor aplicate cu oc sau a acTiunii valurilor asupra acestor carene. Structurile sandwich cu miez de lemn de balsa i nveliuri din material plastic armat cu fibre de sticl, au suferit i ele de o slab adeziune dintre miez i nveli.

Deasemenea, miezurile din lemn de balsa, PVC i fagure hexagonal au prezentat o propagare continu a fisurii. Pentru a depi unele dintre limitrile altor materiale de miez utilizate n stratificatele sandwich, firma Shell

International Trading and Shipping a dezvoltat un material de miez alctuit din tuburi de sectiune ptrat din material plastic armat cu fibre de sticl.

Avantajele unui astfel de material sunt:

Omogenitatea. Att miezul ct i nveliurile sunt din material plastic armat cu fibre de sticl existnd o legtur structural solid ntre feTele nveliurilor iar structura nglobeaz mai puTin aer dect n cazul miezurilor spongioase sau din lemn de balsa;

Conformatia la curbura spaTial. Miezul poate fi aplicat uor att manual ct i mecanizat, prin montarea elementelor miezului pe un suport flexibil care s asigure la interfaT o fixare bogat n rin;

Legtura dintre miez i fata nveliului este realizat simetric de-a

lungul testurii miezului. n cazul acestui material exist o suprafaT mai

mare privind fixarea miezului de fata nveliului dect n cazul fagurelui

hexagonal sau al miezurilor ondulate.

RezistenTele la compresiune i forfecare sunt comparabile cu cele ale celor mai bune materiale alternative. Miezul prezint rezistenT la coroziune datorit faptului c se utilizeaz roving-uri de sticl tip E i rin poliesteric izoftalic;

Permeabilitate. Sectiunile tubulare pot fi astfel dispuse nct s permit trecerea unui fluid ntre feTele nveliurilor. Acest lucru este necesar n cazul rcirii, la detectarea neetaneittilor, la schimbul de cldur i la transportul fluidelor separate.

Deasemenea este disponibil o gam larg de miezuri din

6

fagure hexagonal fabricate din materiale termoplaste sau din elastomer

termoplast, miezuri lipite prin topire de nveliuri din materiale plastice armate cu fibre de sticl, aramidice sau de carbon, utiliznd tehnologii de firm.

Despre acest miez se spune c ar fi singurul tip de fagure hexagonal cu memorie utilizat n industria aerospaTial, miez care poate reveni la forma sa original fr a fi deteriorat.

Principalele proprietti ale acestor miezuri sunt:

Absorbtia impactului;

Izolatia termic;

Amortizarea vibratiilor i

Absorbtia undelor acustice.

Firma Kansas Structural Composites Inc. a dezvoltat o nou tehnologie pentru producerea de structuri compozite uoare i economice prin crearea de miezuri din fagure hexagonal armate cu fibre. Se declar faptul c sistemul ar fi ideal pentru repararea rapid sau nlocuirea tablierelor de pod precum i pentru producTia recipienTilor.

Pentru panourile frontale i pentru miezuri s-a utilizat o rin poliesteric cu continut reciclat iar drept material de armare pentru miez s-a folosit fibra de sticl tiat.

7

CALCULUL STRUCTURILOR COMPOZITE

STRATIFICATE ARMATE CU FIBRE

Calculul structurii compozite [(0/90)2] pe baz de rin epoxidic armat cu fibre de carbon unidirecTionale, structur supus unei solicitri mecanice i unei variaTii de temperatur i umiditate

Structura compozit [(0/90)2] este supus unei solicitri combinate alctuit dintr-o solicitare mecanic constnd din forTe normale nxx, nyy i o forT de forfecare nxy precum i de o variaTie de temperatur T i de umiditate U (fig. 1) .

Fig. 1. Arhitectura structurii compozite [(0/90)2], structur supus unui cmp biaxial de forTe normale nxx i nyy, a unei forTe de forfecare nxy precum i a

unei variaTii de temperatur T i umiditate U

A. Date privind arhitectura structurii compozite cu secvenTa

straturilor

[(0/90)2]

Grosimea structurii compozite: t = 1 mm

Numrul straturilor: N = 4

Grosimea fiecrui strat: t14 = 0,25 mm

Unghiul de dispunere a fibrelor fiecrui strat: 1, 3 = 90; 2, 4 = 0

FracTiunea volumic a fibrelor fiecrui strat: 14 = 60%

8

B. Date privind caracteristicile fibrelor i matricei

Tipul materialului de armare: Fibre de carbon

Tipul matricei: Rin epoxidic

Modulul de elasticitate longitudinal,

determinat de-a lungul fibrelor: EF = 540000 N/mm2

Modulul de elasticitate longitudinal,

determinat perpendicular pe direcTia fibrelor: EF = 27000 N/mm2

Coeficientul lui Poisson al fibrelor de carbon:

Modulul de elasticitate transversal al fibrelor:

Modulul de elasticitate longitudinal al matricei:

F = 0,3

GF = 10385 N/mm2

EM = 3900 N/mm2

Coeficientul lui Poisson al matricei:

Modulul de elasticitate transversal al matricei:

M = 0,37

GM = 1425 N/mm2

Coeficientul liniar de dilatare termic a fibrei, determinat de-a lungul ei:

F = - 0,5 10-6

K-1

Coeficientul liniar de dilatare termic a fibrei, determinat perpendicular pe direcTia ei:

F = 30 10-6

K-1

Coeficientul liniar de dilatare termic a matricei: M = 65 10-6

K-1

Coeficientul de dilatare a matricei datorit

umiditTii:

Densitatea materialului compozit:

M = 0,18

compozit = 1700 kg/m3

Densitatea matricei: M = 1200 kg/m3

C. Date privind solicitarea structurii compozite

ForTa normal distribuit pe direcTia axei x: nxx = 100 N/mm ForTa normal distribuit pe direcTia axei y: nyy = 50 N/mm ForTa de forfecare: nxy = 25 N/mm VariaTie de temperatur ca urmare a rcirii

structurii de la temperatura de polimerizare la

temperatura mediului ambiant: T = - 100 K

VariaTie de umiditate ca urmare a modificrii

umidittii relative a aerului cu 55%: U = 1% Rezultatele mersului de calcul este prezentat n ta belul 1.

9

Tabelul 1. Alungirile i lunecrile straturilor pe directiile axelor x i y

Straturile 1 i 3 Straturile 2 i 4 ALUNGIRILE I LUNECRILE DATORIT SOLICITRII MECANICE

Alungirea xx m [ - ] 0,01458 0,01458

Alungirea yy m [ - ] 0,00699 0,00699

Lunecarea xy m [ - ] 0,01918 0,01918 ALUNGIRILE I LUNECRILE DATORIT VARIATIEI DE TEMPERATUR T = - 100 K

Alungirea xx t [ - ] - 0,0043 0,000018

Alungirea yy t [ - ] 0,000018 - 0,0043

Lunecarea xy t [ - ] 0 0 ALUNGIRILE I LUNECRILE DATORIT VARIATIEI DE UMIDITATE U = 1%

Alungirea xx u [ - ] 0,00159 0,00003

Alungirea yy u [ - ] 0,00003 0,00159

Lunecarea xy u [ - ] 0 0 ALUNGIRILE I LUNECRILE DATORIT ACTIUNII COMBINATE A CELOR TREI SOLICITRI

Alungirea xx [ - ] 0,01187 0,014628

Alungirea yy [ - ] 0,007038 0,00428

Lunecarea xy [ - ] 0,01918 0,01918

10

CALCULUL STRUCTURILOR COMPOZITE TIP

SANDWICH

Calculul unei structuri compozite tip sandwich, ultrauoare i cu rigiditate ridicat, structur supus unui cmp biaxial de forTe normale i a unei forTe de forfecare

Structura (fig. 2) este un sandwich cu dou nveliuri din Testur fibr

de carbon cu o greutate specific de 300 g/m2, miez din polistiren expandat,

cu grosimea de 9 mm i densitatea de 30 kg/m3. Impregnarea fibrei de carbon s-a realizat cu rin epoxidic. Grosimea final a structurii este de 10,4 mm.

Testura din fibre de carbon utilizat n cazul unei astfel de structuri este una de nalt rigiditate i prezint aa numita legtur diagonal la care firele de urzeal i cele de bttur sunt ntreTesute ntr-o ordine i frecvenT programate pentru a obTine un aspect n diagonal [27, 28, 64-66, 92, 95].

Fig. 2. Arhitectura structurii sandwich supus unui cmp biaxial de forte normale nxx, nyy precum i a unei forte de forfecare nxy

Modelul de echivalare a Testurii tip legtur diagonal este unul la care stratul de grosime t armat cu acest tip de Testur poate fi echivalat cu dou straturi de grosime t/2 armate unidirecTional pe directia urzelii

respectiv btturii. n acest fel, structura sandwich ce prezint nveliuri pe baz de rin epoxidic armat cu Testur din fibre de carbon tip legtur diagonal se echivaleaz cu o structur a crei arhitectur este prezentat n fig. 2.

11

A. Date privind arhitectura structurii sandwich

Grosimea structurii sandwich:

Numrul straturilor nveliurilor:

ts = 10,4 mm

N = 4

Grosimea fiecrui strat: t14 = 0,35 mm

Grosimea nveliurilor:

Grosimea miezului:

tnv = 1,4 mm

h = 9 mm

Unghiul de dispunere a fibrelor fiecrui strat:

FracTiunea volumic a fibrelor fiecrui strat:

1, 3 = 90; 2, 4 = 0 14 = 60%

B. Date privind caracteristicile structurii sandwich

Tipul materialului de armare pentru nveliuri:

Greutatea specific a fibrelor:

Fibre de carbon

300 g/m2

Tipul matricei: Rin epoxidic

Tipul miezului: Polistiren expandat

Densitatea miezului:

Modulul de elasticitate longitudinal al miezului:

miez = 30 kg/m3

Emiez = 30 N/mm2

Coeficientul lui Poisson al miezului:

Modulul de elasticitate transversal al miezului:

miez = 0,35

Gmiez = 11 N/mm2

Modulul de elasticitate longitudinal, determinat de-a lungul fibrelor:

EF = 540000 N/mm2

Modulul de elasticitate longitudinal, determinat perpendicular pe direcTia fibrelor:

EF = 27000 N/mm2

Coeficientul lui Poisson al fibrelor de carbon:

Modulul de elasticitate transversal al fibrelor:

Modulul de elasticitate longitudinal al matricei:

F = 0,3 GF = 10385 N/mm

2

EM = 3900 N/mm2

Coeficientul lui Poisson al matricei: M = 0,37

Modulul de elasticitate transversal al matricei: GM = 1425 N/mm2

C. Date privind solicitarea structurii sandwich

ForTa normal pe direcTia axei x: nxx = 100 N/mm

ForTa normal pe direcTia axei y: nyy = 50 N/mm

ForTa de forfecare: nxy = 25 N/mm

12

Fig. 3. Arhitectura structurii sandwich la care nveliurile se echivaleaz cu

straturi unidirecTionale pe direcTia urzelii respectiv btturii, structur supus

unui cmp biaxial de forTe i a unei forTe de forfecare

13

Tabelul 2. Mrimile fundamentale de elasticitate ale straturilor nveliurilor Valoare

Modulul de elasticitate longitudinal E [N/mm2] 325560

Modulul de elasticitate longitudinal E [N/mm2] 14100,3

Coeficientul de contracTie transversal [ - ] 0,328

Coeficientul de contracTie transversal [ - ] 0,014

Modulul de elasticitate transversal G [N/mm2] 5212,4

Tabelul 3. Elasticittile transformate ale straturilor nveliurilor

Straturile

1 i 3 Straturile

2 i 4

r11 [N/mm2] 14165,3 327061,8

r22 [N/mm2] 327061,8 14165,3

r33 [N/mm2] 5212,4 5212,4

r12 [N/mm2] 4646,2 4646,2

r13 [N/mm2] 0 0

r23 [N/mm2] 0 0

Tabelul 4. Elasticittile miezului Valoare

rm 11 [N/mm2] 34,18

rm 22 [N/mm2] 34,18

rm 33 [N/mm2] 11

rm 12 [N/mm2] 11,96

rm 13 [N/mm2] 0

rm 23 [N/mm2] 0

Tabelul 5. Elasticittile structurii sandwich

Valoare

r11 [N/mm2] 170643,12

r22 [N/mm2] 170643,12

r33 [N/mm2] 5221,9

r12 [N/mm2] 4656,5

r13 [N/mm2] 0

r23 [N/mm2] 0

Tabelul 6. Compliantele structurii sandwich Valoare

c11 [ 10-6

mm2/N] 5,86

c22 [ 10-6

mm2/N] 5,86

c33 [ 10-6

mm2/N] 191,5

c12 [ 10-6

mm2/N] 214,7

c13 [ 10-6

mm2/N] 0

c23 [ 10-6

mm2/N] 0

14

Tabelul 7. Alungirile i lunecarea structurii sandwich Valoare

Alungirea xx [ - ] 0,00808

Alungirea yy [ - ] 0,01554

Lunecarea xy [ - ] 0,00341

Tabelul 8. Alungirile i lunecrile straturilor nveliurilor Straturile

1 i 3 Straturile

2 i 4

Alungirea de-a lungul fibrelor [ - ] 0,01554 0,00808

Alungirea perpendicular pe direcTia fibrelor [ - ] 0,00808 0,01554

Lunecarea [ - ] - 0,00341 0,00341

Tabelul 9. Tensiunile structurii sandwich Straturile

1 i 3 Straturile

2 i 4

Tensiunea de-a lungul fibrelor [N/mm2] 5120 2714,8

Tensiunea perpendicular pe direcTia fibrelor [N/mm2] 186,6 257,6

Tensiunea tangenTial [N/mm2] - 17,7 17,7

Tensiunea miezului miez [N/mm2] 0,24

15

METODOLOGIA CERCETRII EXPERIMENTALE A UNEI STRUCTURI COMPOZITE TIP SANDWICH

Determinarea caracteristicilor la tractiune

Caracteristicile de tractiune a oricrui tip de material compozit sunt:

Modulul de elasticitate tangent initial i modulul de elasticitate secant la tracTiune;

Tensiunea maxim de tractiune;

Alungirea la forta maxim sau alungirea la rupere. Metoda const n aplicarea unei sarcini progresive de tracTiune, pe

directia axei longitudinale a epruvetei.

Determinarea caracteristicilor la ncovoiere prin metoda celor trei

puncte

Caracteristicile la ncovoiere ale unei structuri compozite tip sandwich se

determin utiliznd bare de form rectangular decupate din plci. Barele se sprijin liber, fiind ncrcate la mijlocul deschiderii (metoda celor trei capete de apsare).

Caracteristicile la ncovoiere care se pot determina sunt:

Tensiunea de ncovoiere i sgeata la rupere n cazul materialelor care se rup nainte de atingerea sau la atingerea sgetii convenTionale;

Tensiunea de ncovoiere pentru sgeata convenTional a materialelor care nu se rup nainte de atingerea sgeTii convenTionale sau la atingerea sgetii convenTionale;

Tensiunea de ncovoiere pentru sarcina maxim, n cazul materialelor care ating sarcina maxim naintea sau la atingerea sgeTii convenTionale;

Tensiunea de ncovoiere la rupere sau pentru sarcina maxim, n cazul n care sgeata convenTional este depit;

Modulul de elasticitate la ncovoiere.

DistanTa ntre reazeme, L, trebuie s fie reglabil.

16

Rezultatele ncercrilor la ncovoiere utiliznd metoda optic

Pentru o prelucrare a informaTiilor utiliznd metoda elementului finit, pe

suprafaTa miezului epruvetelor s-au aplicat puncte de poziTionare (marcare) a

cror deplasare n timpul ncercrilor la ncovoiere este msurat cu ajutorul metodei optice. Rezultatele ncercrilor efectuate pe patru tipuri de epruvete sunt prezentate mai jos. Toate epruvetele s-au ncercat dup cum urmeaz:

Dispozitiv experimental: masina de incercari Zwick cu o capacitate de incarcare (50 kN).

Deplasarile (cursa traversei) sunt masurate cu ajutorul unui captor LVDT (marca HBM).

Incercarile sunt pilotate in deplasare: 0,02 mm/s.

Evolutia fortei de incarcare in functie de cursa traversei.

Deplasarile punctelor pozitionate (marcate) pe suprafata epruvetei sunt masurate cu ajutorul metodei optice de suivi de marqueurs.

Deplasarile Ux si Uy masurate pentru fiecare punct de pe suprafata epruvetei (de la 1

la

21, sunt importate in codul de element finit CASTEM, pentru afisarea campurilor de

deplasari Ux si Uy.

17

Epruveta - Evolutia fortei de incarcare in functie de cursa traversei este prezentata in fig. 41.

- Deplasarile Ux si Uy masurate pentru fiecare punct de pe suprafata epruvetei (de la 1 la

21, vezi fig. 42 sunt importate in codul de element finit CASTEM, pentru afisarea

campurilor de deplasari Ux si Uy .

Curba forta - deplasare

18

19

Analiza experimental i numeric a procesului de rupere a structurii sandwich

n aceast secTiune se prezint o analiz combinat, att experimental ct

i numeric legat de procesul de rupere a structurii compozite de tip sandwich,

solicitat n modul deschis. Msurtorile experimentale asupra structurii

sandwich sunt realizate utiliznd dou tehnici optice. n primul rnd, pentru a

msura deplasarea suprafeTei epruvetei se utilizeaz metoda de corelaTie digital

a imaginii (metoda DIC). Sutton a dezvoltat aceast tehnic precum i un numr

de algoritmi. Msurtorile rspunsurilor modurilor mixte de rupere au fost

realizate utiliznd o epruvet tip SEN (Single Edge Notch). Geometria

epruvetei utilizat pentru teste. Epruveta este fabricat tind o fisur iniTial cu

dimensiunea, a = 35 mm

20

Fig. 53. Structura sandwich i tipul de epruvet SEN

n cadrul testelor s-a utilizat o main de testare de tip Zwick cu o capacitate de 50 kN, cu un control al deplasrii de 0,01 mm/s. n timpul testelor, un senzor LVDT nregistreaz relaTia ntre sarcin i deplasarea punctului de sarcin. EvoluTia cmpurilor deplasrilor observat pe suprafaTa lateral a epruvetelor a fost nregistrat utiliznd un aparat CCD (1 cadru pe secund). Pentru a valida metoda experimental, deplasarea vertical msurat de senzorul LVDT este comparat cu deplasarea msurat prin metoda de urmrire a marcajelor . Analiznd evoluTiile deplasrii n funcTie de timp, putem observa o concordanT bun. Principiul acestei metode const n compararea a dou imagini, imaginea de referinT corespunztoare strii nesolicitate i imaginea corespunztoare strii deformate a epruvetei.

Fig. 54. EvoluTia sarcinii n funcTie de timp

21

Prin analiza numeric, deplasarea la fiecare pas al ncrcrii este calculat. Pentru corelarea digital a imaginii este necesar aplicarea unui model constnd din marcaje de culoare neagr pe suprafaTa exterioar a epruvetei. Pentru analiz s-au reTinut dou puncte. Primul punct corespunde unei sarcini nregistrate la timpul t = 18,5 s iar al doilea punct este

corespunztor sarcinii nregistrate la timpul t = 25,5 s. Deplasrile punctelor de sarcin (A i B) poziTionate pe cilindri de oTel.

EvoluTia deplasrilor n timp

Deplasarea punctelor de sarcin prezint simetria ncrcrii n modul deschis. Mai mult, evoluTia deplasrii deschiderii fisurii este artat n.

La fel ca deplasarea punctelor de sarcin, deplasarea marcajelor poziTionate pe buza fisurii este simetric. Din rezultatele corelrii digitale a imaginii , este generat un mesh de elemente finite utiliznd codul Castem

de elemente finite.

Principiul corelrii digitate a imaginii i mrimea zonei studiate

22

Principiul generrii reTelei FEM utiliznd datele experimentale

Nodurile reTelei corespund centrului corelaTiilor ferestrelor. Modelul

de reTea este realizat utiliznd elemente cu patru noduri. Dup efectuarea

testului experimental, cmpurile deplasrilor sunt calculate utiliznd soft-ul

Corella dezvoltat de echipa Photomcanique an Rhologie din cadrul LMS

Poitiers, FranTa. Aa cum se arat n fig. 58, pentru fiecare pas de timp

am obTinut cartografiile deplasrilor pe direcTia x (ux) respectiv pe direcTia y

(uy).

Cartografiile cmpurilor deplasrilor: a) cartografiile deplasrii corespunztoare la timpul t = 18,5 s; b) cartografiile deplasrii

corespunztoare la timpul t = 25,5

23

Utiliznd cartografiile deplasrilor precum i coordonatele corelrilor ferestrelor, s-a creat un model de elemente finite. Apoi, s-a realizat analiza

numeric a cmpurilor mecanice complementare, utiliznd codul de element finit. Cmpurile alungirii i tensiunii sunt calculate utiliznd modelul cu elemente finite prin intermediul unei legi constitutive. Se poate observa faptul

c reTeaua de elemente finite este rotit cu 90 n raport cu rezultatele corelrii digitale a imaginii. Acum pot fi calculaTi invarianTii de integrare din cmpurile

mecanice pentru a caracteriza starea energetic n vecintatea vrfului fisurii.

Cartografiile cmpurilor alungirii i tensiunii la timpul t = 25,5s: a) alungirea pe direcTia y; b) tensiunea pe direcTia y

Curba tensiune-alungire. ncercarea la tracTiune a Testurii din fibre de

carbon

24

Curba forT-deplasare. ncercarea la tracTiune a Testurii din fibre de carbon

ncercri la ncovoiere a plcii tip sandwich

n cadrul ncercrilor la ncovoiere a plcii tip sandwich s-au realizat urmtoarele determinri experimentrale: dou ncercri (ncrcare-descrcare) la ncovoiere a plcii ncastrate pe contur; o ncercare (ncrcare-descrcare) la ncovoiere simpl (sprijin liniar pe dou margini opuse). Aplicarea sarcinilor s-a realizat n mijlocul plcii iar comparatorul pentru msurarea deplasrilor a fost amplasat sub plac, tot pe mijlocul ei. Rezultatele ncercrilor la ncovoiere a plcii tip sandwich

Greutate [N]

Prima ncercare A doua ncercare ncovoiere

ncrcare [mm]

Descrcare [mm]

ncrcare [mm]

Descrcare [mm]

ncrcare [mm]

Descrcare [mm]

ncastrare pe contur a plcii Sprijin liniar pe 2 margini opuse 10 0,13 0,15 0,12 0,15 0,25 0,32

20 0,26 0,30 0,25 0,29 0,59 0,65

30 0,39 0,42 0,41 0,415 0,85 0,91

40 0,54 0,54 0,535 0,56 1,13 1,19

50 0,66 0,68 0,66 0,675 1,42 1,44

60 0,75 0,78 0,76 0,78 1,64 1,70

70 0,88 0,92 0,89 0,91 1,90 1,98

80 1,01 1,03 1,015 1,02 2,16 2,21

90 1,14 1,17 1,13 1,16 2,42 2,47

100 1,26 1,26 2,70

25

Ciclul 1 de nccare-descrcare la ncovoierea plcii sandwich ncastrate pe contur

Ciclul 2 de nccare-descrcare la ncovoierea plcii sandwich ncastrate pe contur

Ciclul de nccare-descrcare la ncovoierea simpl a plcii sandwich

26

Bibliografie

1. Almoreanu, E., NegruT, C., Jiga, G. Calculul structurilor din materiale compozite. UPB,

1993.

2. Almoreanu, E., ChiriT, R. Bare i plci din materiale compozite. Editura Tehnic, Bucureti, 1997.

3. Almoreanu, E., Constantinescu, D.M., Proiectarea plcilor compozite laminate, Editura

Academiei Romne, Bucureti, 2005, ISBN 973-27-1189-2. 4. Constantin, N., Gtting, H. C., Constantinescu, D. M., Gvan, M. & Rou, D.,

Links between force history and damage for impacted FRPs, Proc. of 21st

DANUBIA-ADRIA Symposium on Experimental Methods in Solid Mechanics,

Brijuni/Pula, 2004, p. 232.

5. Constantin, N., Gtting, H. C., Constantinescu, D. M., Gvan, M. & Rou, D., Drop impact monitoring - an important contribution to the integrity evaluation of

composite structures, Proc. of the Annual Symp. of the Inst. of Solid Mech., 2004, p.

19.

6. Constantin, N., Sandu, M., Constantinescu, D. M., Gvan, M., Camciuc, A. & Rou, D., Exploring properties of Al MMCs susceptible to increase reliability of products,

Proc. of the Second Int. Conf. "Reliability, safety and diagnostics of transport

structures and means 2005" University of Pardubice, Czech Republic, 7-8 July 2005,

p. 59, ISBN 80-

7194-769-5.

7. Constantin, N., Sandu, M., Gvan, M., Constantinescu, D. M., Camciuc, A. & Rou, D., Mechanical performance of AlMMC composites versus structure imperfections,

Proc. of

22nd Danubia-Adria Symp. on Exp. Methods in Solid Mechanics, Monticelli

Terme- Parma-Italy, Sept. 28-Oct.1 2005, p. 290.

8. Constantin, N., Sandu, M., Gvan, M., Constantinescu, D. M., Camciuc, A., Rou, D. & Pun, D., Aspects concerning mechanical behaviour of AlMMCs, Revista de Tehnologii NeconvenTionale, nr. 3, 2005, p. 35, ISSN 1454-3087.

9. Constantin, N., Sorohan, t., Gvan, M. & Rou, D., Advanced characterization of mechanical performance of layered composites, Proc. of 4th Int. Conf. on Mat. and

Manufacturing Tech. (MATEHN 06), ISBN 973-751-300-2, Cluj-Napoca, 2006, p.

115.

10. Constantin, N., Anghel, V., Sorohan, t., Gvan, M., Rou, D. & Turbatu, V., Accurately tracking the damage the best way to enhance reliability of composites, Proc. Of CEEX 2008 Conference, Braov, 25-27 iulie 2008, p. 240-1.

11. Constantinescu, D.M., Sandu, M., Marsavina, L., Rou, D., Negru, R., Alexandrescu, E., Haja, A., Stere, M., Apostol, D., Miron, M., Design of composite

materials used for aerospace structural components-from experiments to

numerical simulation, CEEX

2008 Conference Excellence Research A way to Innovation, Braov, Eds. N. Vasiliu, L. Szabolcs, 27-29 iulie 2008, Braov, Vol. II, p. 202-1 202-6, ISSN 1844-7090.

27

12. Gheorghiu, H., Hadr, A., Constantin, N. Analiza structurilor din materiale izotrope i anizotrope. Editura Printech, Bucureti, 1998.

13. Goia, I., Teodorescu-D., H., Rou, D. An Ultra Lightweight and Tough Sandwich Composite Structure. A Theoretical Approach and A Comparison. 10

th

International Symposium on Experimental Stress Analysis and Material Testing,

Sibiu, 22 23 October 2004, p. 3-41 3-44.

14. Goia, I., Teodorescu-D., H., Rou, D. A Model Of A Rigid Sandwich Composite Structure. The 1

st International Conference on Computing and Solutions in

Manufacturing Engineering, CoSME04, Section S6 Aerospace Engineering, Sinaia,

15 17 Sept. 2004, p. 297. 15. Goia, I., Rou, D., Teodorescu-D., H. Static tests regarding an advanced

sandwich composite structure. In Proceedings of the 11th

International Symposium

of Experimental Stress Analysis and Testing of Materials, Modelling and

Optimization in the Machine Buiding Field, MOCM-12, Vol. 3, University of

Bacu, 13-14 sept. 2006, ISSN 1224 7480, p. 111 116.

16. Goia, I., Rou, D., Teodorescu-D., H. Failure analysis of an advanced sandwich

composite structure subjected to tensile and bending loads. Lucrrile celui de-al XII- lea Simpozion NaTional de Mecanica Ruperii, 3 4 noiembrie 2006, Universitatea Valahia Trgovite, ISBN (10) 973-7616-48-0, ISNB (13) 978-973-7616-48-7, p.

121 126. 17. Hadr, A. Probleme locale la materiale compozite. Tez de doctorat, UPB, 1997. 18. Hadr, A. Structuri din compozite stratificate. Metode, algoritmi i programe

de calcul. Editura Academiei Romne, Editura AGIR, Bucureti, 2002.

20. Murphy, J. The Reinforced Plastics Handbook. 2nd

-edition, Elsevier

Advanced

Technology, UK, 1998.