POLYMERNÍ KOMPOZITY 2015

MEZINÁRODNÍ KONFERENCE

POLYMERNÍ KOMPOZITY 2015 20. – 21. KVĚTNA 2015 KURDĚJOV, ČESKÁ REPUBLIKA

2

OBSAH POLYMERNÍ KOMPOZITY 2015 ................................................................................................................... 3 KOMPOZITNÍ POLYMERNÍ NANOVLÁKNA .................................................................................................. 4 KOMPOZITY S TERMOPLASTICKOU MATRICÍ A AUTOMOBILOVÝ PRŮMYSL ........................................... 11 NÁVRH A EXPERIMENTÁLNÍ VERIFIKACE FENOMENOLOGICKY ZALOŽENÉHO MODELU PRO VÝPOČTY CYKLICKY ZATĚŽOVANÝCH KOMPOZITNÍCH KONSTRUKCÍ ....................................................... 30 NAPĚTÍ A DEFORMACE MEZI SEDLY HORIZONTÁLNÍ KOMPOZITNÍ NÁDOBY ZATÍŽENÉ KAPALINOU ...... 37 PREDIKCE PORUŠENÍ KOMPOZITNÍ LÁVKY ............................................................................................... 45 POROVNÁNÍ IDEÁLNÍ A REÁLNÉ GEOMETRIE PŘI MKP SIMULACI TAHOVÉ ZKOUŠKY C/PPS VZORKŮ S NEKONSTANTNÍ TLOUŠŤKOU ................................................................................................................ 53 OPTIMALIZACE LAMINÁTU TRUBKOVÉHO PROFILU ................................................................................ 63 UZAVŘENÉ TECHNOLOGIE VÝROBY KOMPOZITNÍCH PLASTŮ .................................................................. 72 NEW STRUCTURAL MMA ADHESIVES AS FULL TECHNICAL AND ECONOMIC REPLACEMENT FOR ALL STRUCTURAL AND SEMI - STRUCTURAL BONDING OPERATIONS ............................................................ 81 POVRCHOVÁ ÚPRAVA LAMINÁTŮ S POUŽITÍM POLYURETANOVÝCH NÁTĚROVÝCH HMOT................... 84 MOŽNOSTI VYUŽITÍ NETKANÝCH UHLÍKOVÝCH VÝZTUŽÍ V KOMPOZITECH ............................................. 87 PULTRUZNÍ TECHNOLOGIE A STROJE ....................................................................................................... 92 POVRCHOVÉ EPOXIDOVÉ VRSTVY PLNĚNÉ ČÁSTICOVÝMI PLNIVY .......................................................... 98 DEPTH-SENSING INDENTATION AND SCRATCH HARDNESS TESTING OF POLYMERS AND POLYMER COMPOSITES .......................................................................................................................................... 102 VÝZKUM ADHEZE UHLÍKOVÝCH KOMPOZITŮ Z TKANINY KORDCARBON .............................................. 108 BEZKONTAKTNÉ MERANIE MECHANICKÉHO NAPÄTIA VNÚTRI KOMPOZITNÝCH MATERIÁLOV .......... 116 STANOVENÍ MECHANICKÝCH VLASTNOSTÍ POLYPROPYLENOVÝCH SENDVIČOVÝCH PANELŮ A JEJICH APLIKACE VE STAVEBNICTVÍ ........................................................................................................ 122 ANALÝZA A MĚŘENÍ VLIVU SEPARACE FOREM NA TERMOFORMING.................................................... 131 3A COMPOSITES LATEST DEVELOPMENTS IN THE FIELD OF CORE MATERIALS ..................................... 143 EPOXY VINYL ESTER RESINS GOING TO VARIOUS STRUCTURAL APPLICATIONS (MARINE APPLICATIONS) BY ASHLAND PERFORMANCE MATERIALS .................................................................... 146 PLAZMATICKÁ ÚPRAVA POVRCHU SKLENĚNÝCH VLÁKEN TETRAVINYLSILANEM ZA ÚČELEM ZVÝŠENÍ MEZIFÁZOVÉ ADHEZE V POLYMERNÍCH KOMPOZITECH ......................................................... 153 HYDROFOBNÍ EPOXIDOVÉ SYSTÉMY PRO VENKOVNÍ POUŽITÍ ……………………………………………..……….…..162 NÁVRH A VÝROBA KOMPOZITNÍHO LUKU ……………………………………………………………………………………..….166

3

KOMPOZITNÍ POLYMERNÍ NANOVLÁKNA JAN GRÉGR, EVA KUŽELOVÁ-KOŠŤÁKOVÁ, KAREL HAVLÍČEK, STANISLAV NEVYHOŠTĚNÝ TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI

ABSTRAKT Technická Univerzita v Liberci je známa svými výzkumy a patenty v oblasti nanovláken, získávaných technologií elektrospinningu. V současné době jsou rozvíjeny i další technologie jako forcespinning, drawing nanovláken včetně variant elektrospinningu. Je odzkoušena příprava velmi široké palety přípravy polymerních nanovláken a jsou studovány možnosti jejich uplatnění včetně podrobného rozboru při přípravě probíhajících fyzikálních procesů. Mezi novější přístupy patří i tvorba a charakterizace kompozitních nanovláken. Kromě kompozitních polymerních nanovláken dvousložkových typu core-shell jsou zkoušeny přípravy polymerních nanovláken s anorganickými částicemi. Funkce anorganických částic v polymerech může být velmi složitá a přínosná pro výsledné vlastnosti produktů. Je podmíněna možností synergie obou typů materiálů. V přednášce je představen přehled hlavních materiálových kombinací anorganických látek v polymerních nanovláknech. Jsou prezentovány vlastní experimenty inkorporace uhlíkových nanočástic, magnetických nanočástic a částic sloučenin těžkých kovů. Na několika typech kompozitních nanovláken je ukázán i postup charakterizace výsledných nanovlákenných produktů. Klíčová slova: elektrospinning, nanovlákna, kompozitní nanovlákna

POLYMER COMPOSITE NANOFIBERS - ABSTRACT Jan Grégr, Eva Kuželová-Košťáková, Karel Havlíček, Stanislav Nevyhoštěný, Technical University of Liberec Technical University of Liberec is known for its research, development and patents in the field of nanofibers obtained by electrospinning technology. Currently, other techniques such forcespinning, drawing of nanofibers and special electrospinning variants are developed. There is tested a preparation of a wide variety of polymer nanofibers production. Possibilities of their application, including a detailed analysis of the preparation of on-going physical processes are studied too. More recent approaches include the creation and characterization of composite nanofibers. In addition to composite polymeric core-shell nanofibers, the preparation of polymeric nanofibers with inorganic particles is tested. The inorganic particles behaviour in polymers can be very complex and beneficial for the final product characteristics. It is subject to the possibility of both types of materials synergy. The lecture will be presented overview of the material combinations of inorganic substances in polymer nanofibers. Will be presented own experiments incorporation of carbon nanoparticles, magnetic nanoparticles and particles of heavy metal compounds. On several types of composite nanofibers will be shown as well as procedures for characterization of the resulting nanofiber products.

Keywords: electrospinning, nanofibers, composite nanofibers

4

Technická Univerzita v Liberci je známa svými výzkumy a patenty v oblasti nanovláken, získávaných technologií elektrospinningu. Základní princip elektrostatického zvláknění spočívá ve vytažení viskózně elastického zárodku vlákna z roztoku polymeru za pomocí elektrostatických sil. Elektrostatické zvlákňování závisí na souhře několika okolností, jako je typ polymeru a jeho rozpustnost v rozpouštědle, viskozita a povrchové napětí rozpouštědla. Dalším důležitým faktorem je koncentrace polymerního roztoku. Koncentrace významně ovlivňuje viskozitu, elektrickou vodivost a povrchové napětí. Růst koncentrace roztoku polymeru a rozpouštědla za zachování okolních podmínek povede k růstu průměru elektrostaticky zvlákněných nanovláken. Zdroj napětí by měl být přiměřený, aby umožnil překonat viskozitu a povrchové napětí roztoku polymeru a došlo k zformování trysky. Rozhodující vliv může mít také vzdálenost jehly od kolektoru, která nesmí být moc krátká, aby nedocházelo k tvorbě jisker mezi elektrodami, ale měla by být dlouhá nakolik, aby mohlo dojít k předčasnému odpaření rozpouštědla z vlákna při jeho cestě ke kolektoru. K vytvoření vlákna dochází, když se tvar kapky tvořené roztokem rozpouštědla a polymeru přiblíží kuželu a elektricky nabitá kapalina se prodlouží z hrotu kuželu. Cesta zárodku nanovlákna začíná rovným úsekem, ve kterém se průměr vlákna snižuje v závislosti na vzdálenosti od hrotu kuželu. Roztok polymeru, který je pod vysokým elektrickým napětím, je vytlačen injekční stříkačkou z jehly, na jejímž hrotu tvoří tzv. Taylorův kužel, a je tažen až k uzemněnému kolektoru. Běžné postupy elektrozvlákňování používají trysku (např. injekční stříkačku) jako zdroj polymerního roztoku. Liberecký postup1 dává mnohonásobně větší produktivitu tím, že k elektrozvlákňování dochází z válečku, kde se může vytvořit až tisíce nanovláken v jednom okamžiku vedle sebe. Tyto vodivé válečky mohou být hladné, zdrsněné nebo realizované dráty na obvodu válečku a tvoří jednu elektrodu pro elektrospinning. Váleček se otáčí ve vaničce se zásobním roztokem polymeru. Na svém povrchu unáší vrstvičku polymerního roztoku a ta se dostává blíže k druhé elektrodě a z ní se potom ve vhodném potenciálovém spádu začnou pohybovat částice k sběrači, za kterým je druhá elektroda. Postup byl patentován a je stále teoreticky i prakticky rozvíjen a zdokonalován1.

Obr. 1 Schéma elektrozvlákňování z jehly a z válečku

V současné době jsou rozvíjeny i další technologie s využitím střídavého elektrického proudu (AC electrospinning) nebo technologie vytváření nanovláken bez elektrostatických vlivů jako forcespinning a drawing nanovláken. První metoda využívá odstředivých sil pro vytvoření velmi

5

jemných vláken, druhá metoda spočívá v mechanickém vytahování velmi tenkých vláken z kapky polymerního roztoku. Nanovlákna nacházejí široké uplatnění v akustice – nanovlákenné membrány pohlcují více nižší frekvence zvuku – hlubší tóny. Díky svému velkému specifickému povrchu a malým pórům se mohou nanovlákna využít pro filtraci plynů, kapalin i jiných médií. Největší zájem v současné době je věnován biomedicinálním aplikacím, především v tkáňovém inženýrství. Nanovlákna slouží jako nosiče (scaffoldy) pro růst buněk, náplasti zastavující krvácení, pro dodávání léků přes rány, pro odsávání produktů mokvání ran, propouští vzduch ale ne bakterie. Kompozitní nanovlákna v tomto příspěvku představujeme jako polymerní nanovlákna s implementovanými anorganickými částicemi. K jejich vzniku a stabilitě je nutná vzájemná mísitelnost matrice a částic, jen tak může dojít k synergii, tedy k vzájemné spolupráci složek v takto vytvořeném nanokompozitu. Anorganický materiál může být zcela rozpustný v prostředí rozpouštědla pro polymer, buď ve formě nedisociovaných molekul, nebo může disociovat na ionty, které sloučeninu tvoří. V prvním případě vstupuje anorganická látka homogenně do polymerního gelu. V druhém případě se ionty mohou v kapalném prostředí volně pohybovat a při zvláknění dochází k vytváření jemné „pavoučí“ sítě propojující polymerní nanovlákennou síť. Anorganický materiál nemusí být v daném prostředí rozpustný, potom částice musí mít velikost menší, než bude průměr vznikajících nanovláken. Mírně větší částice vytvářejí vlákna nehomogenní – částice anorganické látky jsou „uvězněny“ v polymerních nanovláknech, nebo jsou unášeny na povrchu nanovláken 2, 3. Tento typ kompozitních nanovláken je v posledních letech poměrně široce studován. Řada autorů se pokouší připravit nanovlákna s fotokatalytickými vlastnostmi, když využívá obecně známého efektu oxidu titaničitého. Experimenty vycházejí buď z nanopráškú oxidu titaničitého v polymeru, nebo využívají hydrolýzy isopropoxidu titaničitého ve vláknech PAN4. Vnášení anorganických látek do polymeru bývá využíváno k tvorbě oxidických vláken, např. zvlákněním vodného roztoku PVA a chloridu chromitého byla připravena po dodatečném oxidačním žíhání nanovlákna oxidu chromitého, která sloužila jako mikrosenzor na páry etanolu5. Obdobně po žíhání nanovláken připravených zvlákněním vodného roztoku PVA a octanu manganatého byla připravena nanovlákenná síť oxidů manganitých a manganato-manganitých s katalytickými účinky pro organické syntézy6. Několik autorů se věnovalo přípravě PAN nanovláken obsahujících nanočástice sloučenin železa. Výsledkem byly vlákna s magnetickými vlastnostmi, po zpracování na uhlíková nanovlákna i se zajímavou elektrickou vodivostí, nebo jako katalytický zdroj růstu uhlíkových nanotrubic na uhlíkových nanovláknech CVD metodou7. Nanovlákna s polovodivými částicemi Cu2S případně Ag2S byla připravena vnášením chloridu měďnatého, respektive dusičnanu stříbrného do DMF roztoku PAN, vytvořením nanovláken a působením sirovodíku na tato nanovlákna8. Relativně složité procesy byly využity pro získání fotoluminiscenčních nanovláken, když do roztoku PEO byly vmíchány uhličitan strontnatý, molybdenan amonný a dusičnan samaritý9. Nanoelektrody odzkoušené jako biosenzory enzymů byly připraveny z nanovláken PAN, do nichž byla přidána kyselina chlorozlatitá a během procesu se zredukovala na elektricky vodivé zlato10. Experimenty prováděné naTUL jsou směrovány jednak pro biomedicinální účely – cílem je vnášení nanočástic bakteriocidních anorganických látek do vláken, zvýšení elektrické vodivosti nanovláken, magnetické vlastnosti nanovláken a nanovlákenné membrány sloužící jako ochrana proti tvrdému záření (rentgen, gama záření). Naše prvotní experimenty byly v oblasti vnášení uhlíkových nanotrubic, respektive fullerenů do nanovláken, později se rozšířily na téměř celou šíři periodické soustavy prvků. Problémem není však jen samotná příprava kompozitních

6

nanovláken, ale komplexní přístup k problematice včetně využití zkušeností z klasické přípravy polymerních kompozitů a optimální charakterizace vzniklých produktů. Detekce malého množství příměsí v nanovlákenných strukturách s průměry vláken ve stovkách nanometrů vyžaduje přesné a citlivé metody a jejich správnou interpretaci. Pro důkaz přítomnosti fullerenů případně uhlíkových nanotrubic byla využita metoda Ramanovy spektroskopie, protože jiné dostupné metody nebylo možné použít.

Obr. 2 Záznam Ramanova spektra čistého PVA – vz. 1, vz. 3 jsou spektra PVA + MWNT

Obr. 3 SEM snímek PVA nanovláken se SWNT funkcionalizovanými –COOH skupinou

Obr. 4 SEM snímek PVA nanovláken s MWNT funkcionalizovanými –OH skupinou

Při dotování nanovláken uhlíkovými nanotrubicemi záleží jednak na jejich funkcionalizaci, v případě vodných roztoků PVA bylo možné využít jen vysoce polární funkční skupiny karboxylové –COOH nebo hydroxylové –OH, . Dalším velkým problémem byla dispergace

7

nanotrubic. Nejlepším řešením se jevila sonifikace ultrazvukovou sondou pro nanotrubice v destilované vodě a následné rozpouštění polymeru11. V rámci dalších vývojových prací byly odzkoušeny podmínky pro přípravu kompozitních vláken s acetylacetonáty přechodných kovů, wolframany a molybdenany, oxidy a jodidy těžkých kovů. Podmínky procesu: – – – – – –

rozpouštědlo: etylalkohol polymer: polyvinylbutyral – 9 - 10 % hmotnostních anorganické částice: ferritové prášky Fe3O4, CoFe2O4, wolframany těžkých kovů, (příprava laboratoře KCH) – 2, 5 - 47 % hmotnostních v roztoku zvlákňování z trnu, 15 - 24 kV vzdálenost kolektoru 10 cm slepý pokus – čistý PVB 10 %, stejné podmínky

Zvlákňování z válečku, forcespinning – pouze wolframany a ferrity v 1:1 hmotnostním poměru anorganických částic ku polymeru. Elektrospinning střídavým proudem při napětí 35 kV s acetylacetonáty přechodných kovů, ferrity a wolframany těžkých kovů – hmotnostní poměr ve zvlákňovacím roztoku 1 díl anorganické částice, 1 díl PVB, 9 dílů etanolu. Drawing nanovláken jen ferrity – hmotnostní poměr ve zvlákňovacím roztoku 1 díl ferrity, 2 díly PVB, 6 dílů etanolu. Výsledky experimentů byly zajímavé. Vycházíme-li z praktických poznatků při vyztužování plastů krátkými vlákny, potom pokud dochází k interakci povrchů vláken a polymerů, jsou optimální vlastnosti dosahovány v rozsahu 10 – 40 % objemových částic v kompozitu. Oxidy i wolframany mají poměrně vysokou hustotu a pro dosažení 40% objemové koncentrace částic potřebujeme podstatně vyšší koncentraci hmotnostní. Vysoký obsah anorganických částic ale značně zvyšuje viskozitu zvlákňovaných roztoků, a tím jsou měněny podmínky pro proces elektrostatického zvlákňování. Musí být rovněž kontrolována elektrická vodivost zvlákňovaných roztoků – nesmí být přítomnými částicemi příliš zvyšována. Vysoká hustota anorganických částic způsobuje jejich sedimentaci v roztoku a zvlákňovací technologie musí být voleny tak, aby omezovaly sedimentaci těchto částic. Zvlákňovací váleček bývá proto opatřen hroty, které míchají s dodávaným roztokem a zpomalují tím usazování částic.

Obr. 5: Zvlákňovací váleček

8

Obr. 6: SEM obraz PVB vláken s částicemi Pr₂(WO₄)₃, chemický kontrast, zvlákněno DC (vlevo) a AC (vpravo) elektrospinningem

Obr. 7: SEM obraz PVB vláken s částicemi Pr₂(WO₄)₃, topografický kontrast, zvlákněno DC (vlevo) a AC (vpravo) elektrospinningem

Výsledné produkty byly charakterizovány pomocí rentgenfluorescenční analýzy. Ta většinou prokázala přítomnost kovů, respektive jódu v připravených nanovláknech. Některé vzorky byly podrobeny analýze metodou EDS včetně mappingu. Při charakterizaci vzorků infračervenou spektrofotometrií bylo zjištěno, že velmi průkazné jsou přítomnosti acetylacetonátů díky absorbcím vibrací karbonylových skupin v oblasti okolo 1600 cm–1. Velmi dobře byly prokazatelné i woframany a molybdenany s charakteristickými absorbcemi v oblasti okolo 830 cm–1. Základní charakterizační metodou pro kvalitu připravených nanovláken byla rastrovací elektronová mikroskopie (SEM). Většina produktů vykazovala vlákna hladká s průměry řádově 200 až 500 nm. Ze suspenzí byly občas vytaženy na vláknech i větší částice (obr. 7). U produktů s ferritovými částicemi byla provedena termogravimetrická analýza (TGA) a prokázána přítomnost částic od 10 do 85 % hmotnostních, což odpovídá až 52% objemovým. Vlákna s obsahem nanočástic wolframanů těžkých kovů byla zkoušena na zeslabující účinek záření gama. Měření útlumu bylo provedeno pomocí soupravy ČEZ Gamabeta (1995) s diskrétním zdrojem gama záření 241Am. Prvotní testy jednoznačně ukázaly, že připravené vrstvy mají jistou útlumovou schopnost. Největší útlumová schopnost byla zaznamenána u nanovlákenné vrstvy s integrovanými částicemi wolframanu praseodymitého a wolframanu bismutitého.

9

U vláken s obsahem ferritových částic byly studovány a kvantifikovány magnetické vlastnosti, především nasycená magnetizace, remanentní magnetizace a koercivita. Pro oba typy kompozitních materiálů byly též zpracovány studie škodlivosti pro biologické prostředí a bylo zjištěno, že toxicita materiálů díky velmi nízké rozpustnosti použitých částic ve vodě a díky dokonalému zapouzdření částic v polymeru je minimální až nulová. Výsledky experimentů pomohou při dalším výzkumu přípravy nanovlákenných materiálů pro ochranu osob před chemickými, biologickými, radiačními a jadernými látkami. Magnetická vlákna budou využita v medicíně.

Poděkování: Práce byly podpořeny grantem SGS 21115/115 Technické univerzity v Liberci.

LITERATURA [1] JIRSÁK, O. et. al. A method of nanofibers production from a polymer solution using electrostatic spinning and a device for carrying out the method, US Patent 2005 Wo 2005024101 [2] BARAKAT, N.A.M. et. al. Polymeric nanofibers containing solid nanoparticles prepared by electrospinning and their applications. Chemical Engineering Journal 2010. Vol. 156, no. 2, s. 487–495. [3] BARAKAT, N.A.M. et. al. Spider-net within the N6, PVA and PU electrospun nanofiber mats using salt addition: Novel strategy in the electrospinning process. Polymer 2009. Vol. 50, no. 18, s. 4389–4396. [4] NGUYEN, H.Q. - DENG, B. Electrospinning and in situ nitrogen doping of TiO2/PAN nanofibers with photocatalytic activation in visible lights. Materials Letters 2012. Vol. 82, s. 102–104. [5] HAO, R. et. al. Fabrication and Sensing Behavior of Cr2O3 Nanofibers via In situ Gelation and Electrospinning. Chemistry Letters. 2006. Vol. 35, no. 11, s. 1248–1249. [6] SHAO, C. et. al. Preparation of Mn2O3 and Mn3O4 nanofibers via an electrospinning technique. Journal of Solid State Chemistry 2004. Vol. 177, no. 7, s. 2628–2631. [7] ZHANG, D. et. al. Electrospun polyacrylonitrile nanocomposite fibers reinforced with Fe 3O4 nanoparticles: Fabrication and property analysis. Polymer 2009. Vol. 50, no. 17, s. 4189–4198. [7] ZHANG, T. et. al. Influence of iron (III) acetylacetonate on structure and electrical conductivity of Fe3O4/carbon composite nanofibers. Polymer 2012. Vol. 53, no. 26, s. 6000–6007. [8] DONG, F. et. al. Fabrication of semiconductor nanostructures on the outer surfaces of polyacrylonitrile nanofibers by in-situ electrospinning. Materials Letters 2007. Vol. 61, no. 11–12, s. 2556–2559. 3+

[9] DU, P. et. al. Electrospinning fabrication and luminescent properties of SrMoO 4:Sm nanofibers. Journal of Alloys and Compounds 2012. Vol. 540, s. 179–183. [10] MARX, S. et. al. Electrospun gold nanofiber electrodes for biosensors. Biosensors and Bioelectronics 2011. Vol. 26, no. 6, s. 2981–2986. [11] KOSTAKOVA, E., MESZAROS, L., GREGR, J., Composite nanofibers produced by modified needleless electrospinning, Materials Letters, 2009. Vol. 63, no. 28|, s. 2419-2422.

10

KOMPOZITY S TERMOPLASTICKOU MATRICÍ A AUTOMOBILOVÝ PRŮMYSL COMPOSITES WITH THERMOPLASTIC MATRIX AND THE AUTOMOTIVE INDUSTRY

LUBOMÍR ZEMAN PLAST FORM SERVICE, s.r.o., Veleslavínova 75, CZ-289 22 Lysá nad Labem

ABSTRAKT Evropská komise v roce 2014 schválila do roku 2020 nová nařízení pro vypouštění CO2 do odvzduší pro osobní a užitkové automobily. Schválené přísné limity nutně do konstrukce automobilů přinesou další využití kompozitů s termoplastickou matricí. Z uvedené skupiny to budou zejména kompozity plněné vyztužujícími vlákny-krátkými idlouhými. Díly z těchto materiálů jsou schopné v konstrukci automobilů nahrazovat díly a konstrukční podskupiny dosud vyráběné z lehkých kovových slitin a ocelí. Při konstrukci a výrobě kompozitních dílů, zejména výstřiků, je nutné vždy pamatovat na jejich specifické vlastnosti, které jsou odlišné od běžně a dlouhodobě používaných kovových materiálů. Uvedený trend nabývá na důležitosti s postupným zaváděním do provozu automobilů s elektrickým nebo hybridním pohonem.

KLÍČOVÁ SLOVA: emisní limity CO2, kompozity s termoplastickou matricí, konstrukce automobilů, specifické vlastnosti kompozitů, automobily s elektrickým nebo hybridním pohonem.

ABSTRACT The European Commission in 2014 approved 2020 new regulations for the discharge of CO2 into the atmosphere for cars and light commercial vehicles. Approved strict limits necessarily in automotive design will bring further use of composites with thermoplastic matrix. One of the group to be particularly composites filled with reinforced fiber-short and long. Components of these materials are able to replace the construction of automobiles parts and components subgroups hitherts produced from light metal alloys and steels. In the design and manufacture of composite parts, especially injection moldings, must always remember their specific characteristics that are different from the long term commonly udes metallic materials.

11

Thetrend is gaining importance with the gradual introduction into commissioning of vehicles with electric or hybrid gearing.

KEYWORDS: emission limits CO2, composites with thermoplastic matrix, construction vehicles, specific properties of composites, vehicles with electric and hybrid gearing

1. ÚVOD-AUTOMOBILY A EMISE CO2 Studie An Economic Assessment of Low Carbon Vehicles z března 2013, kterou vypracovali odborníci z konzultačních společností Cambridge Econometric a Ricardo-AEA, a kterou zadala skupina Nissan, Evropská asociace dodavatelů automobilového průmyslu, společnost General Electric, evropská odborová federace Industra All a organizace European Climate Foundation tvrdí, že snižování množství emisí vypouštěných osobními automobily a lehkými užitkovými vozidly prospěje evropské ekonomice. Evropská komise schválila dvě nařízení. Podle prvního mají nově vyrobené osobní automobily do roku 2020 vypouštět maximálně 95 gramů CO2 na jeden ujetý kilometr- o 40 g CO2/1 km méně než dnes. V případě lehkých užitkových vozidel se mají emise do roku 2020 snížit na 147 g CO2/1 km-o 34 g CO2/1 km méně než v roce 2010. Je pravděpodobné, že tato nová nařízení nastolí obrat v pohonu osobních automobilů, kde dnes začínají převažovat vznětové motory nad zážehovými.Uvznětových motorů menších objemů bude velmi složité dosáhnout požadované emisní hodnoty. Podle výpočtů Cambridge Econometric a Ricardo-AEA přinesou inovace potřebné ke snížení emisí do roku 2020 náklady ve výši cca 1 000, -EUR na jedno vyrobené vozidlo. Tyto vývojové a výrobní náklady by, podle uvedené studie, měly být vyváženy nižší spotřebou paliva-cca 400, EUR na jeden automobil a rok. Po dosažení uvedeného emisního standardu, země EU ušetří na provozu uvedených typů automobilů až 35 miliard eur ročně. V souvislosti se zavedením emisních limitů do roku 2020 studie též uvádí vytvoření nových pracovních míst, kterých by mohlo vzniknout až cca 440 000. Automobilový průmysl snižování emisí nezpochybňuje, ale stejně jako v roce 2008, kdy vstoupily v platnost současné emisní limity platné do roku 2015, namítá například, že je obtížné specifikovat úspory z nižších nákladů na palivo, protože ceny paliv jsou závislé nejen na proměnlivé ceně ropy, ale zejména na politických rozhodnutích jako je výše spotřební daně, DPH a podobně. Při nákupu osobních i užitkových automobilů bývá důležitější pořizovací cena, která v důsledku zavedení úsporných technologií bude navýšena, což potvrzuje i bývalý ředitel vnějších vztahů společnosti Škoda Auto Michal Kadera, když říká:Cíl patří v mezinárodním srovnání s USA, Japonskem, Čínou a dalšími automobilově vyspělými státy k nejvíce ambiciózním a jeho dosažení si vyžádá dodatečné náklady, které se neodvratně promítnou do ceny vozu pro zákazníka v zemích EU. Emisní standardy jsou ve vyspělých zemích různé: -Austrálie-v roce 2005 byl zde zaveden dobrovolný národní průměr emise oxidu uhličitého pro lehká užitková vozidla 222 g CO2 / 1 km s termínem do roku 2010 -Kanada-do roku 2010 pro osobní automobily platily stejná pravidla jako v USA, v roce 2016 má být dosaženo limitu 153 g CO2 / 1 km

12

-Čína-v roce 2009 byl představen program Phase III, který do roku 2015 stanovil pro nové osobní automobily limitní spotřebu do 7 l / 100 km, což přibližně odpovídá 167 g CO2 / 1 km -Evropská Unie-v roce 2009 byl stanoven povinný požadavek na limit v roce 2015 na hodnotu 130 g CO2 / 1 km;tento závazek byl pro osobní automobily zpřísněn na 95 g CO2 / 1 km v roce 2020 a pro dodávkové automobily platí hodnoty 175 g CO2 / 1 km v roce 2017 a v roce 2020 147 g CO2 / 1 km -Japonsko-v roce 2007 byla stanovena norma spotřeby pro osobní automobily registrované v roce 2015 na 16,8 km / l paliva, tj. cca 125 g CO2 / 1 km -Rusko-platí standardy EU -Jižní Korea-v roce 2010 byl pro rok 2015 stanoven standard spotřeby paliva pro rok 2015 na 17 km / l paliva nebo 140 g CO2 / 1 km -USA-pro rok 2016 platí limity 250 g CO 2 / 1 míle nebo 34, 1 míle / 1 galon paliva, čemuž odpovídá ekvivalent cca 172 g CO2 / 1 km

Uvedené údaje jsou zobrazeny na přiloženém grafu:

S výše uvedenými limity, o kterých, zejména v EU, zástupci automobilového průmyslu hovoří jako o velmi přísných a zdražujících vývoj a výrobu osobních a užitkových automobilů a zástupci zelených, ekologických organizací jako o málo ambiciózních, souvisí cesty jak předepsaných cílů dosáhnout. Jednou z cest je další využití plastů a kompozitních materiálů s termoplastickou matricí v jejich konstrukci.

13

2. HISTORIE POUŽITÍ PLASTŮ V AUTOMOBILECH S určitou nadsázkou lze říci, že plasty a automobily spolu prožívají již cca 150 letou historii. Plasty v současném slova smyslu byly vynalezeny o 27 let dříve, než byl postaven první automobil pánů Daimlera a Benze a to v roce 1862.V tomto roce Angličan Alexander Parkes modifikoval celulózu do tvárného materiálu a tím vznikl první termoplastický materiál-parkesin a položil základy k vývoji celuloidu. Ten v roce 1870 patentovali Američani bratři John a Isaich Hyattové pod obchodním názvem Celluloid. S bratry Hyattovými je také spjata historie vstřikování termoplastů, postavili první pístový vstřikovací stroj. První termoplasty byly hořlavé, a proto se do tehdejších automobilů s příliš mnoha rozžhavenými součástkami nehodily. V roce 1907 jako první připravil belgický chemik Leo Hendrik Baekeland fenolformaldehydový polykondenzát, který se stal prvním průmyslově vyráběným plastem, který se nejdříve prosadil jako izolátor do elektroinstalací-pojistkové skřínky, rozdělovače apod. V roce 1917 byl tento materiál pod názvem Bakelite, respektive Bakelit, což jsou dodnes ochranné známky německé společnosti Bakelite AG, Duisburg, použit pro výrobu knoflíku na rychlostí páce luxusního automobilu Rolls-Royce. Po vypršení platnosti základního patentu v roce 1926 se stal reaktoplast „bakelit“ nejpoužívanějším plastem před druhou světovou válkou. Stejně jako v jiných odvětvích automobilového průmyslu byl průkopníkem v oblasti použití plastů a i dnes velmi často diskutovaných bioplastů Henry Ford. Ten, původem z farmářského prostředí, podporoval i biopaliva-lihobenzin. V roce 1915 osazoval vozy Ford T pouzdry zapalovacích cívek vyrobenými z rostlinné bílkoviny vyztužené skleněnými vlákny. Nejrozšířenější bioplasty do vozů Ford kombinovaly sójový protein-obsah 10 až 20 %-s vlákny z konopí-až 70%. Jako pojivo byl použit fenolformaldehydový polykondenzát. Z takovýchto materiálů se technologií lisování a přetlačování vyráběly přístrojové desky, ovladače, části výplní dveří, volanty a další díly. S postupným vývojem dalších plastů, třicátá léta minulého století PVC a PE, na bázi ropy a derivátů uhlí se staly uvedené materiály cenově nevýhodnými. I přes určitý pokrok ve vývoji bioplastů je uvedené konstatování stále platné. V roce 1942, 13.ledna, přihlásil Henry Ford patent na karosérii z plastů. Předvedl ji na podvozku velkého kupé Ford V8.Byla sestavena ze 14 panelů a měla hmotnost pouhých 113 kg. Díky ní klesla celková hmotnost automobilu v porovnání s ocelovou o 30 % na 1 043 kg. Bohužel, v důsledku probíhající světové války a vysokým nákladům potřebným na změnu výrobních technologií (a snad i intrikám chemického koncernu DuPont) se tehdy plastové karosérie do sériové výroby neprosadily. Po 2. světové válce na experimenty nebyla správná doba a navíc od padesátých let minulého století se začíná sledovat i bezpečnostní hledisko konstrukce automobilů a tehdejší plastové konstrukce neumožňovaly vytváření deformačních zón. Bez ohledu na bezpečnostní požadavky-deformační zóny- byl v NDR vyvinut a sériově vyráběn osobní automobil Trabant s plastovou karosérií. Prvních 50 prototypů bylo veřejnosti představeno 7.11.1957, od roku 1964 do června 1990 se prakticky bez velkých změn vyráběl typ Trabant 601, výroba Trabantů byla ukončena 30.4.1991. Lisované díly karosérie Trabantů byly vyrobeny z reaktoplastu o obchodním názvu Duroplast, lisovací teplota byla 170 °C, měrná hmotnost materiálu 1, 38 g / cm3. Duroplast byl vyroben na bázi fenolových pryskyřic, vyráběných z odpadního dehtu z chemického zpracování hnědého 14

uhlí, kterého bylo v tehdejší NDR více než dost a z odpadní sovětské bavlny nepoužitelné v oděvním průmyslu. V současné době kdy je automobilový průmysl vystaven stále přísnějším ekologickým omezením-emise, recyklovatelnost, atd.-a požadavkům na bezpečnost je aplikace plastů v konstrukci automobilů ekonomicky nejefektivnější. Současné široké uplatnění termoplastů při konstrukci a výrobě automobilů je výsledkem sladění specifických požadavků konstrukce a a technologie výroby automobilů se specifickými materiálovými vlastnostmi plastů a technologiemi jejich zpracování. Se zavedením výroby nových termoplastických polymerů v padesátých a šedesátých letech minulého století se i pozornost automobilových konstruktérů začíná na ně zaměřovat. V tomto období plní plasty roli náhradních materiálů k materiálům běžně v konstrukcích automobilů používaných. Razantní vzestup používání plastů nastal v sedmdesátých letech a byl odstartován zvyšujícími se požadavky na pasivní bezpečnost automobilů a požadavky na jejich hospodárnost v souvislosti s ropnými krizemi. Obecně platí, že osobní automobil se skládá ze tří základních konstrukčních skupin. Podíl jednotlivých konstrukčních podskupin na celkové hmotnosti je možno určit takto: -hnací jednotka- cca 28% -podvozek- cca 27 % -karosérie, včetně výbavy- cca 38 % -do sta procent jsou díly, které není možno jednoznačně zahrnout do některé z uvedených skupin Jednotlivé druhy materiálů jsou v osobním automobilu zastoupeny procentuálně takto:

Do cca 13% zastoupení plastů patří jak termoplasty, tak i reaktoplasty mezi něž se počítají i pěnové polyuretany na čalounění sedaček, interiéru karosérie a zvuk izolujících dílů karoserie a guma. Podíl termoplastů na materiálovém složení osobního automobilu je zhruba 8%.Podíl je samozřejmě závislý na typu automobilu, jeho technické úrovni a velikosti. Pro výrobu střední třídy osobních automobilů se použije cca 130 až 150 kg termoplastů. Největší podíl plastových dílů je obsažen ve skupině karosérie a nejméně jich obsahuje podvozek. Podle druhu plastů jsou nejvíce zastoupeny materiály na bázi polypropylenu (cca 35 %), následují různé typy polyamidů (cca 14%), polyetylen (cca 10%) a ABS (cca 7%).

15

Jak je uvedeno dále, obecně je možno konstatovat, že poptávka po automobilech celosvětově roste. Roste jak poptávka kvantitativní, tak i kvalitativní. Kvalitativní z pohledu na výkon vůči spotřeběpohonných hmot, ekologické požadavky, bezpečnostní požadavky, požadavky na komfort, atd. Uvedená kritéria vedou k potřebě stálého vývoje a iniovacím jak v materiálové, tak i technologické oblasti výroby automobilů. Splnění a další pokračování prací na uvedených cílech – lehčí, odolnější, ekologičtější konstrukční materiály, snížení spotřeby paliva, zlepšení dynamických vlastností-akcelerace, decelerace, reakce na změny směru, prodlužování servisních intervalů, používání ekologických materiálů s nízkou uhlíkovou stopou a dobrou recyklovatelností-je těsně spojeno s ekonomickou stránkou a vede k využití efektivnějších kompozitních materiálů. Konstrukce automobilu tedy vyžaduje, pro jednotlivé konstrukční skupiny, materiály se specifickými užitnými i zpracovatelskými vlastnostmi a to jak vzhledem k požadavkům na bezpečnost, komfort posádky, design a hospodárnost provozu spolu s ekologickými požadavky. Samotné termoplasty svými vlastnostmi obvykle požadavkům na materiály vhodné ke konstrukci automobilových dílů nevyhovují. Protože je druhový vývoj plastů více méně ukončen, je technicky nejschůdnější a ekonomicky nejpřijatelnější cesta k široké škále materiálů s vlastnostmi vhodnými pro konstrukci a výrobu automobilových dílů modifikace vlastností standardních termoplastů. Pod pojmem modifikace zde rozumíme modifikaci vlastností plastů jejich mícháním s vhodnými aditivy-polymerními, organickými i anorganickými-měnícími požadovaným směrem jejich vlastnosti. Modifikacemi na mikro-10 E-4 až 10 E-6 m-a nano-10 E7 až 10 E-9 m-úrovni. Na případné otázky po výhodnosti použití kompozitních materiálů v konstrukci automobilů je možno uvést: Výhody: -

splnění požadavků na vysokou tuhost a pevnost nebo na poměr mezi odolností a hmotností splnění požadavků na vysokou odolnost proti únavě, korozi, lomu, nárazu a toku za studena použití v nepříznivém pracovním prostředí-vysoká teplotní odolnost a odolnost vlhkému prostředí nízká hmotnost dílů dobré vlastnosti při statickém i dynamickém zatěžování možnost vyrábět designově složité díly

Omezení: -

obtížná identifikace poškození-složitá struktura kompozitu vyžaduje nákladné nedestruktivní techniky vyhodnocování nebo systémy monitorující stav struktury obtížné získávání materiálových hodnot při simulační a pevnostní výpočty nižší odolnost proti lomu než u kovových materiálů se srovnatelnou tloušťkou mnohdy problematická recyklace anizotropie vlastností u kompozitů vyztužených vláknitými plnivy specifické a často složité způsoby jejich výroby a zpracování

-

Pro potřeby automobilových aplikací se zejména jedná o zvýšení: -

houževnatosti-zejména díly karosérií estetických vlastností-vnitřní vybavení karosérie tuhosti-ovládací prvky, držadla, úchyty tepelné odolnosti-díly světlometů, chladící soustavy, topení a klimatizace, konektory v motorovém prostoru - kluzných vlastností-samomazná pouzdra a kluzná ložiska - nepropustnosti pro páry uhlovodíků-palivová nádrž a potrubí

16

Podstatnou roli hraje i specifická hmotnost používaných materiálů se snahou o její co nejnižší hodnotu-zde nabývá na významu modifikace polypropylénu a kompozitní materiály na bázi plniva s uhlíkových vláken. Aplikace kompozitů s uhlíkovými vlákny nabývá na významu s rozvojem hybridních a plně elektrických automobilů. Podle ředitele Centra pro automobilový výzkum na Duisbursko-Essenské universitě v Německu, profesora Ferdinanda Dudenhöffera do roku 2025 klesne celosvětově podíl nových aut s motory na klasické pohonné hmoty o 35%.Podle jeho dalších odhadů se během příštích 10 let ročně prodá dvacet čtyři miliónů hybridních a elektrických osobních automobilů. To přinese pro každou automobilku další problém-zvýšení hmotnosti aut. Hmotnost elektromobilu s instalovanou baterií se zvýší o cca 250 kg, v případě hybridních automobilů s elektrickým pohonem o cca 200 kg. Pro představu o současném stavu na trhu osobních a lehkých užitkových automobilů uvádím několik čísel. V roce 2014 se stal jejich největším výrobcem a prodejcem koncern Volkswagen, který prodal 9 919 305 automobilů uvedených tříd. Druhá Toyota prodala 9 818 609 aut, tedy o více než 100 000 méně než koncern VW. Třetím je americký koncern General Motors s 8 017 844 prodanými automobily, za ním je Renault – Nissan se 7 947 606 auty a pátí jsou Hyundai – Kia, kteří prodali 7 550 383 vozů.Po nich následuje Ford s 5 912 591 autem, Fiat Chrysler Automobiles se 4 558 007 auty, Honda se 4 457 477, dále PSA Peugeot – Citroën s 3 148 030 automobily a desátá největší světová automobilka je firma Suzuki s 2 908 126 prodanými auty. Oproti automobilům se spalovacími nebo vznětovými motory je prozatím trh s elektromobily v plenkách.Celosvětově se jich vloni prodalo na 500 000 kusů, z toho cca 200 000 v USA. Optimistická předpověď společnosti Research and Markets uvádí pro rok 2020 prodej plně elektrických aut v počtu 7,5 milionů kusů. V Evropě se v roce 2012 prodalo na 22 000 aut s plně elektrickým pohonem, neboli aut tzv. do zásuvky s dobíjecími bateriemi. V roce 2013 prodej vzrostl o více než 100 % na 50 000 aut s elektrickým pohonem. Mezi pohonem automobilů se spalovacími a vznětovými motory stojí pohony hybridní, tj. pohony, ve kterých hlavním zdrojem pohybu je elektromotor doplněný o zdroj dobíjecí energie. Tímto zdrojem je spalovací motor, který může kromě dobíjení baterií sloužit i jako záložní samostatně působící zdroj energie-Plug-in Hybrid Electric Vehicle ( PHEV ) nebo Plug-in Hybrid Vehicle ( PHV ).Historie hybridních automobilů je již relativně dlouhá. Prvním světovým výrobcem těchto aut byla před dvaceti roky automobilka Toyota se svým modelem Toyota Prius. Dnes jsou hybridní automobily v nabídce prakticky každé světové automobilky. Vývoj úsporného hybridního osobního automobilu zahájila automobilka Toyota v roce 1994 a v roce 1997 zahájila prodej modelu Prius v Japonsku. Podle odhadu Toyoty je v současné době globální podíl prodeje hybridních automobilů na úrovni 13 až 14 % z celkového globálního prodeje všech osobních a užitkových aut na světě. Největší světoví výrobci hybridních automobilů, automobilky Toyota a Lexus v říjnu 2014 oznámily dosažení prodeje 7 miliónů hybridních automobilů. Od premiéry hybridního modelu Prius v Evropě v roce 2000 se zde dosud celkem k říjnu 2014 prodalo 795 361 hybridních vozů Toyota a Lexus. V České republice se v roce 2014 prodalo 192 314 osobních a lehkých užitkových aut (z toho 23 471 byl reexport). Z uvedeného počtu to bylo 197 elektromobilů (do zásuvky – 76 ks e-Golf a e-Up, 70 BMW, 32 Nissan Leaf ).Hybridů se u nas v roce 2014 prodalo 386-272 Toyot, 100 Lexus.

17

Výše uvedené emisní a další požadavky mohou splnit, mimo jiné materiály, i kompozitní materiály s termoplastickou matricí. Z uvedených čísel je zřejmé, že v oboru výroby automobilů trh pro mě již existuje a bude se nadále rozvíjet a rozšiřovat.

3. KOMPOZITNÍ MATERIÁLY S TERMOPLASTICKOU MATRICÍ Obecně, výraz kompozity, zahrnuje složené heterogenní systémy tvořené alespoň dvěma fázemi. Více fázové materiály, které řadíme mezi kompozity, mají určité charakteristiky: - obě fáze, nebo i více fází, mají obvykle rozdílné chemické složení - fáze se liší svými fyzikálními a mechanickými vlastnostmi - matrice je spojitá, obvykle houževnatější, složka, která v kompozitu zastává funkci pojiva výztuže;jejím úkolem je zajištění tvaru výrobku, přenos sil na plnivo-výztuž, ochrana plniva - plnivo-výztuž je nespojitá složka, oproti matrici obvykle s vyššími mechanickými vlastnostmi, zejména v charakteristikách tuhosti a pevnosti - kompozit je připraven technologií mísení příslušných složek

Z uvedených charakteristik vyplývá, že kompozitem nejsou polymerní materiály aditivované různými přísadami pro zlepšení užitných vlastností jako například tepelné stabilizátory, samozhášivé přísady, barevné koncentráty, atd. Výsledné vlastnosti kompozitu závisí na rozložení a vzájemném ovlivňování jeho jednotlivých složek. Významnými vlastnostmi kompozitu jsou koncentrace plniva-hmotnostní nebo objemový podíl složek-míra homogenity a rovnoměrnosti systému. Konečné vlastnosti kompozitního systému vykazují synergii, čímž na rozdíl od vlastností jednotlivých složek umožňují kompozitu získat kvalitativně nové vlastnosti. Kompozity s termoplastickou matricí můžeme rozdělit podle mnoha hledisek, například podle vlastností plniva nebo druhu matrice. Nejčastěji se jako kritérium používá geometrický tvar, velikost, orientace a rozměry plniva: -podle geometrického tvaru plniva-sekundární fáze-dělíme kompozity na kompozity s částicovým, nevyztužujícím plnivem, přičemž částice mohou mít izometrický (sférický-stejné rozměry ve všech směrech, jsou charakterizovány průměrnou velikostí d, představitel například CaCO3) nebo neizometrický tvar (nesférická, s náhodnou nebo preferovanou orientací) – vrstevnatá-nevyztužující, například mastek, slída, charakterizovaná poměrem rozměru k tloušťce d/h;vláknitá-vyztužující, například skleněná, uhlíková, aramidová vlákna, whiskery, charakterizovaná poměrem délky k průměru l/d;na hybridní kompozity, u nichž je kombinovaný systém obou typů plniv -morfologické rozdíly mezi částicemi se obvykle charakterizují tvarovým – aspektivnímpoměrem, který je definován jako poměr největšího a nejmenšího rozměru částice;u kulových částic nabývá hodnotu jedna, u destiček řádově jednotek a u krátkých vláken řádově desítek, u dlouhých stovek, stejně jako u nanočástic;čím je vyšší aspektivní poměr-delší vlákno, tím je vyztužující efekt větší. - mezi důležité parametry plniv ovlivňující strukturu a vlastnosti polymerních kompozitů řadíme: -

složení plniva velikost plniva distribuce velikostí průměrná mezičásticová vzdálenost aspektivní poměr a tedy i tvar-sférický, destičkový, vláknitý... povrch částic-typ vazby, navlhavost, atd.

18

- tvrdost, abrazivní chování během zpracování směsi - závislost na technologii zpracování

Kompozity s vyztužujícím, vláknitým plnivem dělíme na jednosměrné, kdy jsou vlákna orientována převážně v jednom směru a na kompozity mnoho směrné, u nichž jsou vlákna orientována náhodně-statisticky nebo pravidelně dvěma nebo více směry: -podle délky vláken rozdělujeme kompozity na s krátkými vlákny, u nichž je poměr jejich délky ku jejich průměru L/D menší než 100 a s dlouhými vlákny mající poměr L/D větší než 100;vyztužující efekt vláknitého plniva se projeví od poměru L/D větším než 10 -další dělení – kompozity s kontinuálními vlákny, které obsahují vlákna s délkou odpovídající rozměrům dílu, mikro kompozitní materiály, u nichž jsou příčné rozměry výztuže 1 až 100 mikrometrů, makro kompozity, kde je velikost příčného rozměru výztuže 1 až 100 milimetrů a nano kompozity, u nichž alespoň jeden rozměr výztuže se pohybuje v jednotkách nanometrů. Vlákna mohou být:skleněná, uhlíková, borová, polymerní, keramická- SiC, Al2O3, Si3N4, přírodní-rostlinná, čedičová, azbestová, proteinová-vlákna pavouků, keramická piezoelektrická. Pevnost vláken je vždy větší než pevnost stejného materiálu v kompaktní formě. Příčinou je jejich malý příčný průřez-dochází k minimalizaci rozměrů vrozených vad materiálů, včetně vad povrchových. Sdružením elementárních vláken-mono vláken-vznikají prameny, které jsou zpracovávány na polotovary typu: - sekané prameny-chopped fibers-slouží pro výrobu vstřikovacích kompozitů - rovingy–kabílky–tow-sdružené prameny pro výrobu profilů tažením, pro navíjení a pro výrobu prepregů - hybridní tkaniny-kombinují vlákna různých druhů, například uhlíková a skleněná, uhlíková a aramidová, uhlíková a konopná, atp. - prepregy – prepregs-termoplastická nebo reaktoplastová matrice obsahující buď paralelně uspořádané rovingy nebo tkaninu nebo rohož. Pramenový prepreg je svazek vláken impregnovaný termoplastickou nebo reaktoplastickou matricí

Pro výrobu prepregů s termoplastickou matricí jsou k dispozici tyto technologie: -

nanášení termoplastu v roztaveném stavu (vytlačování taveniny) na výztuž nanášení roztoku termoplastu na výztuž nanášení vodné suspenze termoplastického prášku na výztuž nanášení prášku polymeru na jednotlivá vlákna rovingu, slinování prášku-vytvoření filmu polymeru na vláknu-a opětné sdružení vláken

Ze skupiny částicových plniv-například talek (mastek), uhličitan vápenatý, slída, sádra, mikrokuličky, atd.-se nejčastěji, zejména v interiérových automobilových aplikacích, používá talek, respektive kompozit polypropylenu s talkem, případně směs polypropylenu, polyethylenu a talku. Duté mikro kuličky-microspheres-o rozměrech od 12 do 300 mikrometrů, s hustotou od 0, 025 do 0, 2 g/ccm jsou objemově levnější než polymery a tedy v kompozitu snižují jeho měrnou hmotnost, zlepšují rozměrovou stabilitu výstřiku, zvyšují jeho rázovou houževnatost, zlepšují kvalitu jeho povrchu, zkracují výrobní cyklus. Mikro kuličky se nejčastěji vyrábějí ze skla, ale jsou i plastové, keramické, kovové, uhlíkové, atd. Matrice v kompozitu je spojitá složka zastávající funkci pojiva výztuže a ochrany křehkých vláken. Polymerní matrice jsou výrazně houževnatější než vláknité výztuže, mají menší-až o dva řády-pevnost v tahu než vyztužující vlákna.

19

Z termoplastů vyztužených vlákny jsou vyráběny desky, které je možno tvarovat za teplaobchodní název, například Azdel, Azmet, Azloy, což jsou materiály na bázi termoplastů a jejich směsí se skleněnými vlákny. Tyto polotovary, stejně jako prepregy s termoplastickou matricí mají, oproti polotovarům s reaktoplastickou, nevytvrzenou matricí, prakticky neomezenou dobu skladovatelnosti. Pro řadu aplikací v různých oblastech jako například v leteckém průmyslu, v průmyslu stavby lodí, vojenském průmyslu i automobilovém průmyslu se jako matrice používají: -

PP-polypropyleny PA polyamidy PET-polyethylentereftalát PBT-polybutylentereftalát PSU-poklysulfon PPSU-polyfenalensulfon PESU-polyethersulfon PPA (PA6T/66, PA6T/6I)-polyphtalamid, T-tereftal, I-izoftal PEI-polyetherimid PAI-polyamidoimid PPS-polyfenylensulfid LCP-aromatické kopolyestery-polymery s kapalnými krystaly TPI-aromatické termoplastické polyimidy PEEK, PEK, PEKK, PEKEKK-polyaryletherketony PLA, PHA, PHB, MAP-bioplasty

Polymerní kompozity se neskládají jen z matrice a plniva, ale je v nich řada aditivstabilizátorů, kompatibilizátorů a pigmentů. Plniva přímo ovlivňují hustotu, tuhost a viskoelastické chování polymerních kompozitů. Aditiva nemají vyztužující funkci, ale mají omezit nežádoucí vlastnost nebo nebo ji vylepšit, či dokonce získat novou vlastnost matrice kompozitu.

4. KOMPOZITY S KRÁTKÝMI VLÁKNY Z dnešního pohledu jsou nejčastějšími vláknitými kompozity s termoplastickou matricí kompozity vyztužené skleněnými textilními vlákny-SV, GF-Glass Fiber. SV výztuž tvoří vlákna s kruhovým průřezem o průměru 3,5 až 24 mikrometru-pro porovnání:lidský vlast má průměr od 15 do 170 mikrometrů, nejčastěji od 60 do 110 mikrometru-vyráběná tažením z roztavené skloviny, což je směs oxidů Si (s příměsí oxidů Al, Ca, Mg, Pb a B), s malým podílem oxidů alkalických kovů Na a K. Rychlým ochlazením skloviny mají amorfní vlastnosti. Pro výrobu skleněných, amorfních vláken se používají tři základní typy skloviny s různými vlastnostmi: - E-sklovina-až 90% podíl v různých kompozitech s polymerní matricí, jedná se o vápenaté, aluminium-borosilikátové sklo s výbornými elektroizolačními vlastnostmi. - S-sklovina-má vyšší obsah oxidů Si, Al, Mg než typ E, včetně o 40 až 70 % větší pevnost (S-strengh, někdy R-resistence). - C-sklovina, ECR-sklovina, AR-sklovina-vlákna s vysokou chemickou odolností.

Skleněná vlákna jsou, z pohledu vlastností izotropní-mají stejné vlastnosti ve všech směrech, hodnoty jejich mechanických vlastností se nemění ani při dlouhodobém namáhání při 250 °C. Pro kompozity s krátkými vlákny jsou v největší míře používána skleněná vlákna ze skloviny typu E-s modulem pružnosti v tahu 70 až 80 GPa a tahovou pevností 2 až 3,5 GPa.

20

Standardně se takový kompozit připravuje smícháním taveniny polymeru a aditiv a 3 až 12 mm dlouhých skleněných vláken, nasekaných z nekonečných pramenců. Při homogenizaci směsi v míchacím zařízení-obvykle vytlačovací dvoušnekové stroje-dochází k délkovédegradaci-lámání vláken a výsledný kompozit obsahuje vlákna o délce desetin až jednotek mm, max.3 mm. Obsah plniva v kompozitech s částečně krystalickou matricí může být až 70 % obsahu, nejčastěji je 30 %.U amorfních polymerů, s obecně horší tekutostí, nelze vysoké plnění aplikovat. Synergie vlastností matrice-výztuž je zásadně ovlivňována mezifázovým rozhraním mezi matricí a vláknem, přes nějž probíhá přenos napětí z matrice na vlákno. Při dobré adhezi vlákna k polymerní matrici, vyztužující vlákna nesou většinu napětí v kompozitu a deformovatelná matrice není výrazně namáhaná. Adheze povrchově neupravených vláken k matrici je obvykle malá a proto se, pro řízenou adhezi, vlákna na povrchu upravují-vytváří se adhezní mezifáze: -organosilanovými vazebnými činidly typu R-Si-X3, která vytvářejí pevné vazby mezi oxidy na povrchu vláken a molekulami polymeru matrice;X představuje hydroxylové skupiny, uhlovodíkový zbytek odpovídá matrici, u níž je zásadní přítomnost funkční skupiny schopné reakce s funkčními skupinami organosilanů;tato mezifáze není funkční u nepolárních polymerů, například u polyolefinů-PP, PE -úpravou povrchu vláken reaktivními činidly, například pomocí reaktivního chloridu křemičitého, SiCl4. -použitím kopolymerů, například kopolymerace polypropylenu, která zvýší adhezi k plnivům roubováním řetězce anhydridem kyseliny maleinové. Dalším faktorem ovlivňujícím kvalitu adheze mezi matricí a vláknem je druh jejich vzájemné vazby. Dominantní jsou zde chemické vazby. U kompozitů vyztužených krátkými diskontinuálními vlákny má na přenos zatížení i vliv konců vláken-jejich vlastnosti jsou výrazně závislé na délce vlákna-při recyklaci se délka vláken zmenšuje a tím jsou výrazně negativně ovlivněny vlastnosti výstřiků z recyklovaných kompozitů s krátkými vlákny. Při zatěžování krátko vláknitých kompozitů nepůsobí zatížení přímo na vlákna, ale přenáší se z matrice do vláken smykovým napětím, působícím na povrchu. Konce vláken napětí nepřenáší. S prodlužující se délkou vlákna se přenáší větší napětí až dosahuje maxima, které je dále konstantní. Součet vlivů obou konců vlákna, která napětí nepřenáší je roven kritické délce vlákna-v případě délky vláken kratších, než kritických, nedojde při tahovém zatížení k porušení vláken, ale k jejich vytažení z matrice a pevnost kompozitu bude závislá pouze na pevnosti matrice. Za kritickou délku vlákna se obvykle považuje poměr L/D menší než 10. Polymerní kompozity s krátkými vlákny mají při svých aplikacích jednu výrazně negativní vlastnost a tou je anizotropie jejich mechanických a fyzikálních vlastností. Anizotropie vlastností u neplněných polymerů nebo kompozitů s částicovými plnivy není výrazná. Anizotropii výrazně ovlivňuje orientace vláknité výztuže-vlastnosti výstřiků ve směru toku matrice, její taveniny při zpracování, jsou v rozhodující míře ovlivněny vyztužujícími vlákny, zatímco ve směru kolmém na tok taveniny jsou ovlivněny použitou matricí. Navíc se objemové podíly částic plniva mohou v různých místech dílu lišit.

21

5. KOMPOZITY S DLOUHÝMI VLÁKNY První kompozitní materiály s dlouhými vlákny se začaly komerčně nabízet v roce 1990.Jejich označení vycházející z anglického názvu je obvykle LFRT – Long Fiber Reinforced Thermoplastic nebo LGF- Long Glass Fiber nebo LCF-Long Carbon Fibre nebo LFT-Long Fibre Thermoplastics. Pojem dlouhé vlákno není možno zaměňovat s kompozity s dlouhými kontinuálními vlákny, ale jedná se kompozity plněné vlákny o větší délce, než jsou vlákna v běžných kompozitech s termoplastickou matricí. Délka vláken v kompozitech plněných dlouhými vlákny se obvykle pohybuje od cca 7 do cca 25 mm. Jako matrice se nejčastěji používají částečně krystalické termoplasty. Granulát kompozitů s dlouhými vlákny se výrazně liší od granulátu s krátkými vlákny. Vizuální rozdíl je ve velikosti granulátu. Granulát s krátkými vlákny obvykle tvoří válečky o délce cca 2 až 3 mm, v nichž jsou vlákna neuspořádaně rozptýlena v polymerní matrici, kdežto granuláty s dlouhými vlákny jsou tvořeny válečky s délkou odpovídající délce vlákna a vlákna jsou v nich uspořádána kontinuálně v jednosměrné orientaci v podélné ose granulátu-válečku. Konečné vlastnosti dílů z kompozitů typu LFRT jsou výrazně závislé na konečné délce vláken, na jejich orientaci ve výstřiku, na jejich obsahu a na použité matrici. Větší délka vláknité výztuže u kompozitů LFRT zvyšuje ve výrobcích jejich tuhost-modul pružnosti, zejména při zvýšených teplotách a zvyšuje rázovou houževnatost při nízkých teplotách. Uvedené kompozity mají nižší creep-tok za studena pod napětím- a mají dobrou rozměrovou stability v rozsahu teplot jejich použití daným použitou matricí. Stejně jako kompozity plněné krátkými vlákny vykazují kompozity LGF určitou anizotropii vlastností. Mikrostruktura v řezu výstřiku je silně nehomogenní a vykazuje třívrstvou strukturu. Ve vrstvách v dotyku se stěnami vstřikovací formy nebo v jejich blízkosti převažuje orientace vláken ve směru rovnoběžném se směrem toku polymerní taveniny. Střední vrstva, mezi oběma vrstvami u stěn formy, obsahuje vlákna orientovaná kolmo na směr toku taveniny. Uvedené rozvrstvení je důsledkem rozdílných rychlostí toku taveniny, kdy v oblasti jádrastředu tavenina není brzděna smykovými silami jako u stěn formy a tedy teče rychleji než ve vrstvách u stěn tvarových dutin formy. Kromě vlivu orientace zde působí i interakce mezi vlákny a interakce mezi vlákny a stěnami tvarové dutiny vstřikovací formy. Jak již bylo uvedeno, dochází při zpracovatelském procesu-technologii vstřikování-k délkové degradaci vyztužujících vláken. Z pohledu podílu vlivů na uvedenou degradaci-zkrácení vláken a snížení jejich vyztužujících schopností- k největšímu ovlivnění délky vláken dochází při přípravě materiálu pro vstřikování v plastikační jednotce vstřikovacího stroje. Příprava materiálu se podílí na degradaci cca 55 %. Druhý největší podíl je přisuzován vstřikovací fázi, respektive průchodu taveniny zpětným uzávěrem šneku, cca 20 %. Následuje přechod z trysky vstřikovacího stroje do vtokové vložky formy-cca 10 % podíl, vlastní vtokový systém přispívá cca 5 % a tvarová dutina formy (tvarové řešení výstřiku) cca 10 %. Materiály pro výrobu výstřiků s dlouhými skleněnými vlákny se vyrábějí dvěma základními postupy: -pultruze-jedná se o kontinuální výrobní proces, při kterém jsou kontinuální vlákna prosycována příslušným polymerním materiálem, ochlazena a získané struny se sekají na příslušné délky výsledného granulátu 22

-In Line Compounding, ILC- příprava dlouho vláknitých kompozitů přímo ve vstřikovacím stroji-označení metody i jako D-LFT, Direct Long Fiber Thermoplastic-na vstřikovacím stroji je umístěno míchací dvou šnekové vytlačovací zařízení, které kompozit dodává přímo do vstřikovacího procesu-firma Husky nebo je dlouhé vlákno dávkováno přímo do plastikační komory vstřikovacího stroje-firma Arburg Metoda ILC, respektive D-LGT spoří výrobní náklady, umožňuje výrobu kompozitů podle vlastní receptury, snižuje tepelné namáhání matrice-pouze jeden ohřev a zejména snižuje degradaci-zkrácení vyztužujících vláken a tím zvyšuje výsledné mechanické vlastnosti kompozitu.

6. UHLÍKOVÁ, ROSTLINNÁ A DALŠÍ VLÁKNA A PLNIVA V souvislosti s enviromentální snahou výrobců automobilů snižovat jejich hmotnost, uhlíkovou stopu, emise, včetně výroby elektricky poháněných, respektive hybridních automobilů vystupuje do popředí i využití kompozitů plněných uhlíkovými vlákny. Uhlíková vlákna jsou krystalická a mají oproti amorfním skleněným vláknům nižší měrnou hmotnost-skleněná vlákna od cca 2, 45 do cca 2, 55 g/ccm, uhlíková vlákna od 1, 8 do 2, 0 g/ccm-při vyšších mechanických vlastnostech. Uhlíková vlákna se převážně vyrábějí z vláken polyakrylonitrilových-PAN-vláken novoloidu, vláken fenolaldehydových a ze sulfonovaného polyethylenu. Postup výroby uhlíkového vlákna z PAN vláken se dělí na tři etapy: -

stabilizace-při teplotách 200 až 300 °C, za působení tahového napětí a v oxidačním prostředí je PAN vlákno stabilizováno-dojde k cyklizaci vazeb v řetězci makromolekuly PAN-vytvořeníparalelních žebříkovitých makromolekul a k vzájemnému zesítění makromolekul kyslíkovými můstky-vlákno se stane netavitelným

-

karbonizace-při teplotách od 1 000 do 1 800 °C v inertním prostředí vysoce čistého dusíku ve vláknu proběhne karbonizace-odstraní se vodík a sníží obsah dusíku a kyslíku, 80 až 95 % hmotnosti tvoří uhlík, vlákno dosahuje maximální pevnosti vtahu

-

grafitizace- probíhá při teplotách do 3 000 °C v prostředí argonu, zvýší se obsah uhlíku, vznikají dokonalejší mikrokrystaly, zvyšuje se tuhost vlákna na úkor jeho pevnosti

Pro výrobu nejtužších uhlíkových vláken se používá mesofázových smol, tj. zbytků po destilaci ropných dehtů nebo dehtů z černého uhlí. Izotropní uhelná smola a anizotropní mesofázová smola se také používají pro výrobu dutých uhlíkových vláken-dutý tvar je obvykle dosahován zvlákňovací tryskou tvaru uzavřeného C. Dutá vlákna lze také získat při teplotách oxidační stabilizace u vlhkého PAN vlákna. Kompozit plněný dutými uhlíkovými vlákny je o 25 až 40 % lehčí než kompozit s obvyklých uhlíkových vláken. Stejně jako skleněná vlákna, jsou uhlíková dodatečně upravována, přičemž úpravy slouží k odstranění-z povrchu vláken-látek bránících v kontaktu s matricí, k omezení adsorpce plynů na povrch vláken, k zvýšení reaktivity povrchu vůči vazebným prostředkům a matrici, k ochraně vlákna před vzájemnou abrazí-uhlíková vlákna jsou křehčí než skleněná. Krátká uhlíková vlákna VGCF-Vapour-Grown Carbon Fibres-s obvyklým průměrem vláken od 150 do 200 nm-se používají do kompozitů pro aplikace:

23

-

vyztužení a zpevnění termoplastické matrice

-

zvýšení elektrické vodivosti kompozitu

-

zvýšení tepelné vodivosti kompozitu

-

k elektromagnetickému stínění kompozitu

-

k odstraňování statické elektřiny

Poniklovaná krátká uhlíková vlákna zvyšují elektrickou vodivost a zajišťují feromagnetické vlastnosti kompozitu. Výraznějšímu rozšíření kompozitů s uhlíkovými vlákny prozatím brání jejich relativně vysoká cena, kterou se snaží jednotlivý výrobci snížit. Cílem je dosažení ceny-pro automobilové aplikaceokolo 10 US dolarů/kg uhlíkových vláken. Kromě uhlíkových a skleněných vláken se do kompozitů s termoplastickou matricí používají i další druhy a typy vláken: -vlákna přírodní-rostlinná-typu: -

lýková-juta, len, konopí, ramie, kenaf

-

ze semen-bavlna, kapok, kokosové vlákno

-

z listů-sisal, abaka, manilské konopí, novozélandský len

Rostlinná vlákna díky celulózové bázi (cca 60 až 80 % obsah, měrná hmotnost od 1,5 do 1,7 g/cm, nasákavost 8 až 13 %, tepelná vodivost cca 0,037 W/mK ) mají výrazný potenciál pro využití do kompozitů používaných v automobilovém průmyslu. Mezi výhody jejich použití je možno zařadit: -nízkou hmotnost -relativně nízkou cenu -vysokou absorpci vibrací -jedná se o obnovitelné zdroje suroviny pro výrobu výztuží -relativně ekologická likvidace po skončení životního cyklu výstřiku -výztužující vlákna jsou biodegradabilní -umožňují oproti jiným typům vláken zkrátit dobu výrobního cyklu-působí jako izolanty-tepelná vodivost cca 0,037 W/mK , například sklo 1,35 W/mK, PA cca 0,33 W/mK, PP 0,23 W/mK -snížení ceny výsledného kompozitu -vyztužující vlákna nezpůsobují opotřebení-šnek, plastikační komora, tvarové díly formy, atd. Mezi nevýhody patří: -hořlavost -lámavost vláken

24

-navlhavost-celulózový řetězec obsahuje hydroxylové skupiny, které velmi ochotně přitahují okolní molekuly vody a tak dochází k bobtnání vláken, pro omezení navlhavosti je nutno vlákna modifikovat-aditiva, chemické postupy-upravují se také pro zlepšení mezifázového rozhraní mezi matricí a vlákny -problém se strukturou, složením a vlastnostmi vláken získaných od různých dodavatelů, z různých druhů rostlin-to ovlivňují podmínky, ve kterých je rostlina pěstována, stáří rostliny (složení buněčných stěn rostliny se s časem mění), výrobní proces vlákna-mechanické procesy (oddělení svazků vláken z rostlin), chemické nebo enzymatické (získání samotných vláken) -obecně u přírodních vláken dochází k jejich tepelné degradaci při teplotách okolo 240 °C -vlákna polymerní: -

polyesterová, PES

-

polyethylenová, PE

-

polypropylenová, PP

-

polyakrolonitrilová, PAN

-

polyvinylalkoholová, PVAL

-vlákna aramidová-aramid = aromatický polyamid-obchodní název Kevlar, proto i kevlarová vlákna-hlavní výhody-nízká hustota, velká odolnost proti abrazi, schopnost se plasticky deformovat při kolmém působení na vlákna, mají vysokou pevnost v tahu, vysokou tepelnou odolnost a vysoké moduly pružnosti v tahu i ohybu, jsou nehořlavé (Nomex). -whiskery-monokrystalová vlákna o tloušťce 0,1 až 30 mikrometru a délce cca 0,25 až 25 mm, mají velký povrch, tvar je rozdílný, obvykle nekruhový a závisí na krystalické struktuře monokrystalu, od ostatních výztuží se liší nejvyšší specifickou pevností a E-modulem, mají vysokou elektrickou vodivost, do kategorie whiskerů je možno zařadit i C whiskery-uhlíkové;do polymerních matric se míchají i amorfní whiskery Al-B nebo SiO2, které mají velmi vysokou vyztužující schopnost díky své extrémně vysoké pevnosti ve vztahu ke své velikosti. Pro speciální aplikace-tepelně, elektricky vodivé plasty, plasty s antistatickými vlastnostmi, magnetické polymery, atd. - jsou používány a vyvíjeny další plniva: -tepelná a elektrická vodivost-částicová plniva na kovové nebo keramické bázi-stříbro, měď, hliník, oxid hlinitý, nitrid hlinitý, nitrid bóru;vláknitá plniva-saze, nanočástice uhlíku, částice syntetického grafitu, C vlákna, kovová vlákna. -magnetické plasty-magnetické feritové prášky, prášky z kysličníků vzácných zemin.

7. NANOKOMPOZITY Do pojmu nanomateriály zahrnujeme materiály s částicemi na atomové, molekulární nebo makromolekulární úrovni o rozměrech 1 až 100 nm. Nanokompozity jsou takové materiály, jejichž nové vlastnosti jsou určeny charakteristickými znaky -částice, klastry/shluky, dutiny-o rozměrech 1 až 100 nm, přinejmenším v jednom směru.

25

Nanostruktura je základním prvkem nanomateriálů. Jejich stavební jednotky jsou definovány vlastnostmi jako je rozměr, tvar, atomová struktura, krystalinita, mezifázové rozhraní a chemické složení. S počátkem éry nanotechnologií a nanomateriálů jsou od 90.let minulého století spojovány uhlíkové nanomateriály, fullery a trubičky. Současný strategický vývoj směřován do oblasti polymerních anorganických kompozitů. Jako anorganické složky jsou používány trojdimenzionální struktury jako jsou zeolity, dále dvojdimenzionální vrstevnaté složky jako jílové minerály-montmorillonity, kaolinity, kovové oxidy-V2O5, MoO3, fosforečnany, fosforitany, chalkogenidy a jednodimenzionální materiály jako (Mo3Se3)n. Nejvýznamnější vliv na chování nanočástic má změna poměru povrch/objem. Objem se s velikostí snižuje, ale podíl atomů na povrchu částic se zvyšuje. Z tohoto důvodu převažují povrchové vlastnosti nanočástic nad vlastnostmi objemovými. Jako příklad uvedu nanoplnivo montmorillonit-MMT- ve tvaru destiček o rozměrech cca 1 x 200 nm. Ve styku s matricí, vzhledem ke svým rozměrům, pokryje 1 g MMT více jak 700 m2 fiktivního povrchu. Standardní plnivo talek (mastek) při stejné hmotnosti 1 g pokryje pouze cca 30 m2. Obsah nanoplniva se například u kompozitu s matricí PA 6 obvykle pohybuje v rozpětí 3 až 7 %. V současné době se jako nejslibnější aplikace nanotechnologií a nanokompozitů v automobilovém průmyslu jeví: -použití nových nanokompozitů s definovanou strukturou, například s definovanou strukturou nano uhlíkatých trubiček nebo fullerů, molekul tvořených 60-ti atomy uhlíku uspořádaných pravidelně na povrchu jedné koule -zlepšení mechanických, tepelných a dalších vlastností kompozitů s polymerní matricí -použití v nátěrech odolávajících opotřebení a korozi -v chladicích kapalinách s lepšími tepelně izolačními vlastnostmi -v bateriích elektrického pohonu a v palivových článcích s vylepšenou energetickou kapacitou Odvrácenou stranu aplikace nanokompozitů v automobilovém průmyslu tvoří možnost vzniku znečisťujících částic s velmi jemnou frakcí-organického i anorganického původu, které mohou přispět k znečistění, smogu, v ovzduší a mohou pronikat do krevního řečiště lidského organizmu.

8. ZÁVĚR Jak již bylo napsáno, kompozitní materiály s termoplastickou matricí mají rozsáhlé pole použití. Z uvedeného důvodu trh s polymerními granuláty nabízí poměrně širokou škálu materiálůnejčastěji na bázi PP a PA , ale i PPA, PPS, PBT, PC, PUR, atd. Kromě kompozitů s termoplastickou matricí své využití nacházejí i kompozity s reaktoplastickou matricí-nejčastěji kompozitní materiály typu SMC a BMC. Matrici v nich tvoří

26

nenasycené polyesterové pryskyřice (UP), vinylesterové pryskyřice (VE) nebo epoxidové pryskyřice (EP). Kombinací matric a plniv se získají kompozity šité na míru příslušné aplikaci. Nejčastější složení kompozitů a technologie jejich zpracování: -SMC (Sheet Molding Compound )-28 % matrice, 29 % skleněných vláken (SV) o délce 25 až 50 mm, 40 % neorganických plniv, například uhličitan vápenatý, kaolin, mastek, v poslední době i nanočástice jílu-montmorillonit, 3 % ostatní;zpracovatelská technologie-lisování polotovarůprepregů- s různě orientovanými a tvarovanými výztužemi ve vytápěných dvoudílných ocelových formách, prepregy jsou v tzv.B stavu-viskozita matrice je tak vysoká, že již neteče, ale je lepivá -BMC (Bulk Molding Compound )-25 % matrice, 20 % SV-6 až 12 mm, 48 % neorganická vláknitá plniva, 7 % ostatní;zpracovatelská technologie-do vytápěné ocelové formy se vloží tableta nebo volně směs uvedených složek, teplem dojde k roztavení reaktoplastické pryskyřice ve stavu resolu, k jeho toku a vytvrzení K dispozici je celá řada technologií pro zpracování kompozitů s reaktoplastickou matricí, jako například: -vytvrzování v autoklávu -ruční a strojní kladení prepregů -různé technologie navíjení -lisování -vstřikování -pultruze (vytlačování) -atd. Kompozitní materiály typu SMC a BMC jsou vyztuženy skleněnými vlákny s měrnou hmotností okolo hodnoty 2,5 g/cm3. Nové standardy pro emise, tlak na zvyšování bezpečnosti automobilů, při současném snižování jejich spotřeby, vede nejen k nahrazování ocelí a hliníkových slitin v konstrukci automobilů kompozity s relativně levnými skleněnými vlákny, ale ke kompozitním materiálům na bázi, prozatím, drahého uhlíku s měrnou hmotností cca 1,9 g/cm3. Trh s uhlíkovými kompozity používanými jak v automobilovém průmyslu, tak v kosmickém, leteckém, energetickém-konstrukce větrných elektráren, ve spotřebním průmyslu-sportovní potřeby:tenisové a badmintonové rakety, golfové hole, rámy bicyklů, atd. by měl podle průzkumu asociace Carbon Composites z listopadu loňského roku růst do roku 2020 o více než 10 % ročně. Celosvětová spotřeba uhlíkových kompozitních materiálů byla v roce 2013 kolem 72 000 tun, pro rok 2020 se uvádí spotřeba 146 000 tun. Z hlediska matrice uhlíkových kompozitů je současný podíl reaktoplastické matrice okolo 76%.Podle prognóz, ale matrice termoplastické, díky svým, oproti reaktoplastům, výhodámlepší mechanické vlastnosti, jednodušší výroba, lepší tvárnost, následná zpracovatelnost (například svařování, lepení, barvení, apt.) a v neposlední řadě recyklovatelnost mají další vývoj před sebou.

27

Velký potenciál mají kompozity s uhlíkovými vlákny - CFRP, Carbon Fiber Reinforced Polymer- v konstrukci automobilů, přičemž jejich výraznější rozšíření bude záviset na poklesu jejich ceny. Největší podíl na obratu má, v oblasti dopravy po zemi, výroba osobních vozidel-46 %, následována výrobou vozidel nákladních-18 %, sportovních-15 % a osobních vlaků-13%. Mezi problémy, které dosud brání většímu použití kompozitů CFRP v automobilovém průmyslu jsou náklady na nové zpracovatelské technologie a zajištění pozitivní energetické bilance, kde značnou roli hrají náklady na recyklaci. U kompozitů se skleněnými vlákny jsou primární nároky na energii 13 až 32 MJ/kg kompozitu, kdežto u kompozitů s uhlíkovými vlákny je to 183 až 286 MJ/kg kompozitního materiálu. Pro výrobu velkoplošných dílů z uhlíkových kompozitů se používá technologie RTM – Resin Transfer Moulding, kdy se na matrici formy položí rohož vyrobená s C vláken a po uzavření formy se do tvarové dutiny vstřikuje roztavená epoxidová pryskyřice, která ve formě vytvrdne. U všech modifikací této technologie je problém v dlouhém výrobním čase v řádu hodin, což je pro hromadnou automobilovou výrobu nepřijatelné. Ta vyžaduje výrobní časy okolo cca 60 sekund. Automobilka BMW u svého elektromobilu BMW i3-denní výroba cca 100 ks-zkrátila výrobní dobu karosářských dílů z uhlíkových kompozitů na 360 sekund. Proces pracuje s krátkými C vlákny o malé tloušťce, které se stlačí, napustí pryskyřicí a předtvarují. Předtvarované díly se vkládají do formy, kde se za působení tlaku a vytvrzovací teploty vytvoří díl s požadovanými tvary a rozměry. Získané díly ještě nemají nejlepší možné vlastnosti, ale v tuhosti konkurují dílům z oceli, při poloviční hmotnosti. Dalšími možnostmi pro zkrácení výrobního cyklu je použití aditiv do pryskyřic, které zkracují dobu potřebnou pro vytvrzení reaktoplastické pryskyřice. Technologický vývoj samozřejmě dále pokračuje. Jedním z jeho dalších kroků je například ekologizace a zlevňování uhlíkových kompozitů použitím hybridních vláken-uhlík a konopí. Rostlinné kompozity s přírodních rostlinných vláken, například ze lnu, konopí, bavlny nebo dřeva sice nejsou tak pevné a odolné jako uhlíkové kompozity nebo kompozity se skleněnými vlákny, jsou navíc navlhavé, ale jsou levné a ještě lehčí než obě uvedená vlákna-uhlík, sklo. Konopí-tloušťka elementárního vlákna je 15 až 50 mikrometrů, jeho délka 15 až 20 mm má měrnou hmotnost pouze 1, 48 g/cm3 a navlhavost za normálních podmínek 13 %. Len má tloušťku elementárního vlákna 15 až 18 mikrometru, délku 25 až 30 mm, měrnou hmotnost 1, 44 g/cm3 a navlhavost 15 %.Měrná hmotnost bavlny je 1, 52 g/cm3. Účelem použití rostlinných vláken není nahradit C vlákna, ale tyto doplnit. U mnoha dílů nemusí být pevnost ve všech místech stejná a tak je možno místa s vysokým namáháním vyztužit C vlákny a v místech s nízkými požadavky na pevnost a opotřebení použít rostlinné kompozity. Výsledkem takového spojení dvou typů kompozitů je levnější a ekologičtější hybridní kompozit s funkčními vlastnostmi čistě uhlíkového kompozitu. Uvedené alternativní materiály také přinášejí nové přístupy jak v konstrukci a výrobě kompozitních dílů, tak i ve výpočtech, simulacích a zkušebnictví. Kompozity pokrývají širokou škálu materiálů, matrice je vyztužena jedním nebo více typy plniv-vláknitá, částicová, nanoplniva. Nejčastějšími kompozity na bázi termoplastické nebo epoxidové matrice jsou materiály s krátkými, dlouhými nebo kontinuálními vlákny-sklo, uhlík,

28

přírodní vlákna, atd. V závislosti na typu matrice a plniva jsou kompozity používané v konstrukci automobilů zpracovávány celou řadou technologických postupů, nejčastěji technologiemi vstřikování a tvarování. Kombinace složitosti kompozitu a technologie jeho zpracování mají za následek složitou mikrostrukturu materiálu, která je přímo ovlivněna technologickými podmínkami zpracování. Změny v mikrostruktuře následně mají výrazný vliv na fyzikální vlastnosti kompozitu a tím na výsledné vlastnosti kompozitního dílu. V oblasti simulací pouze dobrý popis vlastností materiálu může vést k dobrým výsledkům výpočtu dílů. Běžně používané CAE (Computer Aided Enginnering) metody a i myšlení konstruktérů je obvykle spojeno s izotropií materiálů, tedy s jejich homogenitou. Pro heterogenní kompozitní materiály není dostatek modelů pro popis jejich fyzikálních vlastností. Popis musí řešit jejich vlastnosti, zejména mechanickou pevnost, v různých směrech při teplotně a rychlostně závislém chování, včetně mezních stavů porušení. K popisu a modelování složitých struktur vyztužených plastů, kompozitů, nanostruktur je možno využít například program Digimat firmy e-Xstream enginnering SA. Program dokáže popsat reálné anizotropní, nelineární, teplotně a rychlostně závislé chování materiálů-chování mechanické, elektrické i teplotní. Charakterizuje materiály jak z mikropohledu, tak i makropohledu, umožňuje virtuální tvorbu receptur a technologických postupů, pomocí reverzního inženýrství dokáže získat nelineární, teplotně a rychlostně závislé anizotropní charakteristiky existujících materiálů a podporuje výsledky analýz toku polymerních materiálů se vstupy do pevnostních, tepelných nebo elektrických analýz. Výsledky z programu Digimat lze s výhodou použít například pro analýzy založené na metodě konečných prvků FEA. Stejně jako u všech simulací i zde platí-každá simulace je tak přesná, jak jsou přesné její vstupní parametry.

29

NÁVRH A EXPERIMENTÁLNÍ VERIFIKACE FENOMENOLOGICKY ZALOŽENÉHO MODELU PRO VÝPOČTY CYKLICKY ZATĚŽOVANÝCH KOMPOZITNÍCH KONSTRUKCÍ THE PROPOSAL AND EXPERIMENTAL VERIFICATION OF THE PHENOMENOLOGICALLY BASED MODEL FOR CALCULATIONS OF COMPOSITES STRUCTURES SUBJECTED TO CYCLIC LOADING Michal Král1, 2, Bohuslav Cabrnoch1, Stanislav Holý2 1 VZLU, Composite Technologies Department, Beranových 130, 199 05 Prague. Czech Republic. Email: [email protected], [email protected] 2 CTU in Prague, Faculty of Mechanical Engineering, Technická 4, 199 05 Prague. Czech Republic. Email: [email protected]

ABSTRACT This paper presents the stiffness reduction model for composite materials under fatigue loading developped by Composite Technologies Department in Aerospace Research and Test Establishment in Prague. Proposed model was implemented to commercial FE code Femap v.11.1 and NEi Nastran 11 and further was tested using basic problems such as cantiliver beam. The comparison of theoretical calculations and experimental results was also performed. For experimental testing, composite with stacking sequence [(0/90)3] was choosen. As reinforcement a fabric with plain weave was used.

ABSTRAKT V tomto článku je představen model poklesu tuhosti kompozitních materialů při cyklickém zatížení, který byl vyvinutý na útvaru Kompozitní technologie ve Výzkumném a zkušebním leteckékm ústavu v Praze. Model byl implementován do komerčního MKP kódu Femap v. 11.1 a NEi Nastran 11 a dále byl testován na základních úlohách jako např. vetknutý nosník. Dále bylo provedeno porovnání teoretických výpočtů a experimentálních výsledků. Pro experimentální zkoušky byl zvolen osmivrstvý kompozit se skladbou [(0/90)3]. Jako výztuž byla použita tkanina s plátnovou vazbou.

INTRODUCTION The issue of fatigue response of composite materials is very life and a satisfactory methodology for fatigue calculations and life prediction hasn’t been found yet. During over forty years of continuos research many approaches and methodologies were proposed. A basic review of existing models can be found in [1]. The category of phenomenologically based models of residual stiffness offers some advantages such as easy usability and acceptable requirements on data for models calibration. The research of stiffness reduction models has been performing for more than forty years. Stiffness reduction can also be formulated as a limit state of composite structure and it is well known that stiffness of the structure affects other characteristics of the structure such as resistance to buckling or modal properties. With a few exceptions all models were developed

30

on the basis of one-dimensional experimentsunder tensile conditions. Multiaxial model was proposed for example by Paepegem and Degrieck, see [2].

PROPOSAL OF MULTIAXIAL STIFFNESS REDUCTION MODEL Almost all of already published models were proposed on the basis of one dimensional experiment. In real structures laminate layers are subjected to general plane state of stress, see figure 1. In the case of classical laminates reinforced by unidirectional layers or by fabrics, the situation of damage calculation is rather complicated. The use of equivalent stress or other aproaches frequently used in the field of istropic materials is not possible.

Figure 1. Mechanical model of unidirectional tensile test – part a) and a mechanical model of thin walled composite wing loaded by pressure field and torque – part b). The difference between stress states of both loading modes is obvious in shown infinitesimal volumes

The stress state of each layer is generally defined by three components of stress tensor (plane stress is expected), see figure 2 and the stiffness of each layer can be expressed using stiffness matrix C for two-dimensional case (1).

Figure 2. General stress state of UD layer

Symbols EL and ET are Young’s moduli in longitudinal and transversal direction, GLT is sheer modulus and υLT and υTL are major and minor Poisson’s constants. It’s expectable, that multiaxial cyclic loading will influence all material constants used in definition of elastic constants in matrix C. In other ideas, the decrease only of moduli EL, ET and GLT will be expected. Proposed model estimates reduction of tensile moduli in both material axes L and T under tensile

31

 EL 1    LT TL   E C   LT T 1   LTTL  0  

 LT ET 1   LTTL ET 1   LTTL 0

 0   0   GLT   

(1)

stressing and reduction of shear modulus due to shear stressing. Decrease of tensile moduli under compressive stress is considered as zero, see system of equations (2). This presumption restricts the validity of proposed model to non-reversed loading cycles.

(2)

Parameters A, C, B, M, Q, V, P, O, and U are material parameters and have to be identified from experiments. Symbol n expresses number of cycles and σLmax, σTmax and τLTmax are the components of stress tensor indicated in figure 2.

IMPLEMENTATION TO FE CODE In order to determine stiffness reduction of complex structures under general loading conditions it is necessary to map stress fields using numerical methods. Due to this fact model was implemented to FE code. Preprocessor Femap v 11.1.2 with solver NEi Nastran 10.1 were used for determination of stress field and updating of material properties of layers in laminate type elements. A whole calculation is cotrolled by the script written in Visual Basic scripting language. For the better imagination of computational algorithm see figure 3. After creating of FE model static analysis is performed to get the stress field of the virgin structure. Than the algorithm calculates stiffness reduction after defined cycle step and updates the definition of moduli values in preprocessor. The cycle step can be variable during the whole calculation and is dependent on user’s settings. The cycle step corresponds to value of variable n in the system of equations (2). This procedure is performed for all layers in laminate type elements.

32

Figure 3. Block scheme ofthe computational algorithm for calculations of orthotropic laminates stiffness reduction

In the case, that cycle step is constant the number of increments can be determined as the fraction of total number of cycles and number of cycle steps. Thanks to incremental calculation it is possible to map a whole loading history and the stress redistribution can be taken into account. The output of calculations is the distribution of moduli EL, ET and GLT and the increase of displacements of the structure. In aditional calculations it is possible to determine the change of natural frequencis or evaluate the decrease of safety margin against buckling.

EXAMPLE OF CALCULATION Proposed model and computational algorithm was tested using simple example of cantilever beam with concentrated force at free end, see figure 4. The shell was modelled as three layer composite with stacking sequence [(0/90)3] reinforced by the balanced fabric.

Figure 4. Scheme of fixed beam modelled using FEM in order to test degradation model and computational algorithm

The identification of model coefficients was performed on the basis of 1D tensile test. In the case of reduction of shear modulus the measurement was performed according to standard ASTM D3518. In figure 5 and figure 6 there is shown residual stiffness of the material and approximation using proposed model. The identification on the basis of 1D fatigue tests is easily available and effective.

33

Figure 5. Curve of residual modulus EL and ET of the materiál and the aproximation by the proposed model

Figure 6. Residual modulus GLT of the material and the aproximation by the proposed model

The algorithm was set to calculate damage after 55000 cycles in one hundred increments. In figure 7 and figure 8 we can see the distribution of residual modulus EL and GLT in the first layer. Due to the symmetry of the geometry and boundary conditions only the half of the structure was modelled. The distribution of residual moduli is in conformity with expectations. The level of shear stress was low due to used stacking sequence and beam geometry.Therefore the decrease of shear modulus is not pronounced.

34

Figure 7. Distribution of residual modulus EL in the first

Figure 8. Distribution of residual modulus GLT in the first layer after 55000 cycles

layer after 55000 cycles

1 Experimental verification of the proposed model and computational algorithm

Experimental verification was performed using a special electromechanical testing machine. Testingspecimens were manufactured using VIP (vacuum infusion process) technology. Specimens were loaded by force-controlled loading cycles. The verification is based on the comparison of calculated and measured increase of displacements. Displacement was measuered using laser position sensor. More detailed description of testing machine was performed in [3]. The comparison of calculated and experimentally measuered increase of deflection is shown in figure 9. It is obvious that excluding a small difference in virgin deflection, the results are in a satisfactory compliance. 11,7

Experiment FE Simulation-Correction FE Simulation

Deflection [mm]

11,6 11,5 11,4 11,3 11,2 1

10

100 1 000 Cycles [-]

10 000

100 000

Figure 9. Comparison of deflection increase calculated using proposed model and experimental data

35

CONCLUSIONS Achieved results show that proposed methodology is very promising. Experimental verification under more complex loading conditions will be performed in the following steps. In authors opinion akey moment will be testing under loading conditions with higher shear stress level. Under these loading conditions the interactivity between shear stress and decrease of tensile moduli can occur. In following works model will be modified for better description of stiffness reduction under different stress levels. The emphasis will also be placed on the methodology for measurement of data for identification of models. These data are important and associated measurements are usually affected by unsatisfactory variance.

ACKNOWLEDGEMENTS The research was performed with financial institutional support from government budget through the Ministry of Industrial and Trade of the Czech Republic and the Grant Agency of the Czech Technical University.

REFERENCES [1] Degrieck, J. and Van Paepegem, W. „Fatigue damage modeling of fibre- reinforced composite materials: Review, " Applied Mechanics Reviews, vol. 54, pp. 279 - 300, 2001. [2] Van Paepegem, W. And Degrieck, J. Modelling damage and permanent strain in fibre – reinforced composites under in-plane fatigue loading. Composites and Technology, 63(5), 677-694, 2003. [3] Král, M., Cabrmoch, B., Hraška, M., Holý, S. Development of phenomenologically based approach for fatigue calculations of fiber reinforced composite structures. In Experimentální a výpočtové metody v inženýrství. Ústí nad Labem, 2014, ISBN 978-80-7414-725-8.

36

NAPĚTÍ A DEFORMACE MEZI SEDLY HORIZONTÁLNÍ KOMPOZITNÍ NÁDOBY ZATÍŽENÉ KAPALINOU STRESSES AND DEFORMATIONS BETWEEN SADDLES OF HORIZONTAL COMPOSITE VESSEL FOR FLUID LOADING Jaroslav Padovec Poradenství Pevnost kompozitních a plastových konstrukcí, Praha, Šumberova 48/355, 160 00 Praha 6, CZ; e-mail:[email protected]

ABSTRAKT Pomocí poloohybové teorie ortotropních, válcových skořepin je stanovena napjatost v kompozitní stěněválcové, horizontální nádoby uprostřed mezi podporami. Napjatost je vyšetřena pro zatížení hydrostatickým tlakem skladovaného media při plném a polovičním zaplnění průřezu nádoby. Pomocí klasické laminátové teorie je vyhodnocena napjatost a v místě tlakových namáháni je plášť zkontrolován na ztrátu stability. Klíčová slova: Poloohybová teorie ortotropních válcových skořepin, klasická laminátová teorie, skladovací kompozitní horizontální nádoba na sedlových podporách, ztráta stability

ABSTRACT By the semibending theory of cylindrical orthotropic shells the state of stresses in composite horizontal cylindrical vessel in the middle between supports is analyzed. The state of stresses is analyzed for the loading by hydrostatic pressure of storaged liquid for full a and half filling of cylindrical cross section. By classical lamination theory the state of stresses is calculated and the locality, where the compression stresses are induced, is checked for possible stability loss. Key words: Semibending theory of orthotropic cylindrical shells, classical lamination theory, storage composite hprizontal vessel on two saddels, loss of stability

ÚVOD Různé pevnostní analýzy horizontálních, válcových, kompozitních nádrží, uložených na dvou sedlech, zatížených hydrostatickým tlakem skladovaného kapalného media, vychází z řešení stejných úloh pro konstrukce z izotropních, homogenních materiálů, především kovových, která jim časově předcházela. Tato řešení je nutné zobecnit tak, aby zahrnovala: 1) rozdílnou tahovou tuhost stěny v axiálním a tangenciálním směru, 2) rozdílnou ohybovou tuhost stěny v axiálním a tangenciálním směru, 3) heterogenní povahu materiálu ve směru tloušťky stěny (tj. respektování sekvence uložení jednotlivých vrstev nebo návinů), 4) pro pevnostní kontrolu použití pevnostních hypotéz pro monovrstvu z ortotropního materiálu a 5) ortotropii a heterogenitu ve směru tloušťky stěny válcové skořepiny ve vztazích pro stanovení kritických zatížení, určujících zborcení pláště ztrátou stability při tlakovém namáhání ve stěně. Tyto požadavky nejsou ve všech případech jednotlivých přístupů respektovány, což vede k nepřesným vztahům a konstruktéry nutí k volbě zbytečně velkých koeficientů bezpečnosti. Dřívější práce1, 2, vycházející z empirického řešení Zickova3 (1951), se ukázaly při detailním tenzometrickém měření4 hrubě nepřesné a teprve práce založené na aplikaci teorie

37

tenkostěnných skořepin5 přinesly podstatné zpřesnění výsledků a vyhovující shodu s experimentem. Analýza dle ohybové teorie tenkostěnných skořepin6, 7 s použitím kinematických vztahů Flügeových a prací Forbese a Tootha8 (1968) pro izotropní skořepiny, ukázala vyhovující shodu s experimentem, avšak je omezena na kontaktně laminované stěny kombinovaně vyztužené rohoží ze sekaných pramenců a textilní tkaninou. Nevýhodou ohybové teorie je nutnost řešení úlohy pomocí dvojitých Fourierových řad bez možnosti dospět k uzavřeným výsledným vztahům. Poloohybová teorie válcové skořepiny Vlasova, dovedená k výpočtovým vztahům použitelným v praktické konstrukční činnosti Křupkou9, 10 (1967) pro kovové nádoby, byla rozšířena na ortotropní válcové skořepiny pro vyšetření napjatosti kompozitní stěny v okolí sedlové podpory skořepiny vyztužené nad sedlem žebrem11 i hladké12. Předložená práce doplňuje analýzu napjatosti ležatých kompozitních nádrží o stanovení napjatosti mezi podporami. Na obr. 1 je znázorněno schéma ležaté kompozitní válcové nádoby uložené na dvou sedlových podporách s vyznačením oblastí, které jsou předmětem kontroly při komplexním pevnostním posouzení. V případě místa podpory se kontroluje napjatost v plášti hladké skořepiny vespod sedla a na jeho vrcholu, v případě vyztužené skořepiny žebrem nad sedlem se kontroluje oblast vespod sedla jako styk skořepiny se žebrem, žebro na pevnost a tuhost a pole mezi podporami uprostřed. Oblast v okolí sedel se kontroluje pro zatěžovací stav plného zaplnění, oblast uprostřed nádoby se kontroluje pro plné i poloviční zaplnění kruhového průřezu.

Obr.1 Schéma horizontální kompozitní válcové nádoby s vyznačením kontrolovaných oblastí

1 ROZSAH PLATNOSTI A TEORETICKÝ ZÁKLAD 1.1 VNITŘNÍ GEOMETRIE STĚNY Řešení platí pro vinutou stěnu ortotropní, symetrické a rovnovážné skladby ( = , dále pro kontaktně laminované stěny s výztuží ve formě pramencové rohože nebo textilní pramencové tkaniny ve speciálně ortotropním uspořádání (tj. směr osnovy a útku souhlasí s tangenciálním a axiálním směrem válce). Stěny s výztuží ve formě rohože lze považovat za kvaziizotropní. Řešení lze také použít pro tzv. chemicky odolný laminát, kdy se kombinuje ve stěně výztuž ve formě rohože ze sekaných pramenců a textilní pramencová tkanina, je-li zachována symetrie laminace vzhledem ke střednicové ploše stěny. Pro prvky matice tahové tuhosti platí: (1) Pro prvky matice ohybové tuhosti platí:

38

(2) kde jsou prvky matice redukované (rovinné) tuhosti v globálním souřadnicovém systému skořepiny, je tloušťka k – tého návinu nebo vrstvy, je souřadnice těžiště k – tého návinu nebo vrstvy od střednicové plochy, je celkový počet návinů nebo vrstev.

1.2 TEORIE Řešení je založeno na technické poloohybové teorii válcových skořepin9 v kombinaci s klasickou laminátovou teorií ortotropních stěn13. Jakékoliv zatížení válcové skořepiny, symetrické vzhledem k svislé ose kruhového průřezu, lze vyjádřit pomocí radiálního posuvu ve tvaru řady: (3) kde je axiální souřadnice a je tangenciální souřadnice stěny válcové skořepiny. Pro se úloha redukuje na řešení rotačně symetrického zatížení (lokální účinky), na nezávislém, které je známé především z analýzy styků skořepin, vyšetřování diskontinuitních napětí (membránových poruch) a okrajových účinků. Pro se vyšetřuje napětí základní, primární, tj. nosníkové (Bernoulli – Navier) a pro se vyšetřuje napětí základní, sekundární, tj. skořepinové (Vlasov). Dále se budeme věnovat pouze napětím základním, tj. řešení pro n .

2 PRIMÁRNÍ (NOSNÍKOVÁ) NAPJATOST 2.1 PRIMÁRNÍ NAPJATOST V AXIÁLNÍM SMĚRU Primární napjatost v axiálním směru plyne z ohybového momentu stanoveného jako u nosníku s tuhým příčným kruhovým průřezem. Na obr.2 je nakreslen průběh ohybového momentu podél nádoby.

MC

MA MB

MB

Obr.2 Průběh ohybového momentu podél nádoby jako nosníku s tuhým průřezem

MB

39

Ohybový moment v místě podpory v případě např. polokulového dna je při plném průřezu:

(4) Ohybový moment uprostřed rozteče sedlových podpor je: (5) Normálná jednotková síla uprostřed rozteče sedlových podpor pro funkce obvodové souřadnice je: (6) kde je: – měrná tíha náplně, – průřezový modul, – poloměr válcové skořepiny, tloušťka stěny, – rozteč sedlových podpor, – délka převislého konce, – celková délka válcové části, – výška dna, – ohybové axiální napětí.

2.2 PRIMÁRNÍ NAPJATOST V TANGENCIÁLNÍM SMĚRU Silové primární účinky, které vznikají ve volném poli mezi sedlovými podporami se stanoví jako zatížení kruhového prstence s reakcí smykovým tokem9 – obr.3. Předpokládá se, že kruhový průřez zůstane tuhý a nezmění svůj tvar.

Obr.3 Zatížení kruhového průřezu s reakcí smykovým tokem pro plné a poloviční zaplnění

Řešení rovinné úlohy kruhového prstence třikrát staticky neurčitého ( – normálná síla, – ohybový moment a – posouvající síla), spolu s radiálním posuvem je tabelováno9 (tab.3) a výsledné vztahy lze vyjádřit pro poloviční zaplnění průřezu kapalinou ve tvaru: =

=

=

(7) kde Pro plné zaplnění průřezu kapalinou se obvykle výpočet neprovádí, neboť všechny síly a radiální posuv w, kromě normálné síly jsou nulové.

3 SEKUNDÁRNÍ (SKOŘEPINOVÁ) NAPJATOST 3.1 DIFERENCIÁLNÍ ROVNICE POLOOHYBOVÉ TEORIE VÁLCOVÉ SKOŘEPINY A JEJÍ ŘEŠENÍ Použitím rovnic rovnováhy při zanedbání axiálního ohybového momentu a posouvající síly , kinematických vztahů Donnellových, při předpokladu nestlačitelnosti

40

pláště v tangenciálním směru zanedbání změny křivosti v axiálním směru a nulovém zkosu a zkrutu pro symetrické zatížení vzhledem ke svislé ose a a konstitutivních rovnic pro ortotropní symetrickou stěnu, obdržíme rovnici pro radiální posuv nebo axiální normálnou jednotkovou sílu: ve tvaru:

(8)

(9) kde Sekundární (skořepinové) účinky mají velmi pomalý útlum do vzdálenosti: Obecné řešení diferenciální rovnice (9) je možné vyjádřit ve tvaru: (0) kde je pro obecnou souřadnici :

Obdobně pro souřadnici skořepiny se žebry) obdržíme:

( – vzdálenost den u skořepiny hladké, vzdálenost žeber u . Tyto konstanty lze opět nalézt v tabulkách9 (tab.13).

Dále zavedeme9 (tab.22):

Rozhodující sekundární silové účinky a radiální posuv lze vyjádřit ve tvaru: (10) = (11) (x) (12) Zavedením funkce uložení9 (tab.20) ( a funkci zatížení9 (tab.14) pro amplitudové silové veličiny a radiální posuv vztahy:

lze odvodit

(13)

41

kde (14)

3.2 SILOVÉ ÚČINKY A RADIÁLNÍ POSUV UPROSTŘED POLE MEZI PODPORAMI Uprostřed mezi podporami – obr. 4, kde je počátek souřadnicového systému , vyšetřuje se napjatost postupně pro tangenciální souřadnici a zatížení polovičním zaplněním průřezu, neboť pro zaplnění plného průřezu jsou rozhodující silové účinky a radiální deformace nulové a zatěžovací funkce . Výpočet stačí provést s jedním členem řady

Obr.4 Souřadnicový systém a střed rozpětí v němž se určuje sekundární napjatost v plášti

Dosazením do (14) a dále do (13) obdržíme pro funkce uložení9 (tab. 23) a zatěžovací funkci výrazy pro amplitudové silové veličiny a radiální posuv:

(15)

(16)

4 CELKOVÉ VÝSLEDNÉ NAPĚTÍ 4.1 VÝSLEDNÁ ZÁKLADNÍ NAPJATOST Základní napětí výsledné je dáno součtem napětí primárních (nosníkových) a sekundárních (skořepinových). Rovněž tak radiální posuv. Superpozice obou typů napětí je znázorněna na obr.5.

n= 1

n= 2

Obr.5 Výsledná základní napjatost válcového pláště skořepiny

n= 1

n= 2

(17)

42

Po dosazení a úpravách jsou výsledné vztahy ve tvaru: = = (18) Napěťové a deformační účinky se postupně vyšetřují pro tangenciální souřadnici:

= 0,

4.2 NAPĚTÍ V JEDNOTLIVÝCH NÁVINECH Napětí v jednotlivých návinech (vrstvách) určíme pomocí klasické laminátové teorie13. Z konstitutivní rovnice plyne vztah mezi poměrnými deformacemi a poměrnými změnami křivosti a jednotkovými normálními silami a jednotkovými ohybovými momenty:

(19) kde a jsou tahové resp. ohybové poddajnosti vyjádřené pomocí tahových resp. ohybových tuhostí. Poměrné deformace v globálním souřadnicovém systému v monovrstvě k- té rovnovážné dvojvrstvy jsou: (20) kde je souřadnice vnějšího povrchu monovrstvy k – té dvojvrstvy od střednicové plochy. Napětí v jednotlivé monovrstvě k – kého návinu v globálním souřadnicovém systému vyplyne ze zobecněného Hookeova zákona:

(21) Pro posouzení napjatosti dle některé pevnostní hypotézy je nutná transformace napětí z globálního souřadnicového systému monovrstvy do lokálního: (22) kde

je transformační matice příslušející tensorům druhého řádu.

4.3 KONTROLA NA ZTRÁTU STABILITY V případě, že je výsledné axiální napětí v horní části válce a v jeho ose, ve středu mezi podporami tlakové, je nutná kontrola na stabilitní zborcení. Dle experimentálních výsledků zkoušek ohybem a axiálním rovnoměrným tlakem vinutých válcových skořepin14 vyšlo najevo, na rozdíl od izotropních skořepin, že kritické hodnoty napětí jsou v obou případech prakticky stejné. Stačí tedy použít pro kontrolu na ztrátu stability vztahu pro kritické zatížení rovnoměrně tlačeného ortotropního válce15:

43

= (23) Současně bylo experimentálně prokázáno, že skutečné hodnoty leží v mezích (0, 65 – 0, 9) teoretických.

ZÁVĚR Předložená analýza kompletuje řešení napjatosti v oblasti sedlové podpory skořepiny vyztužené žebrem11 i hladké12. Řešení ukázalo: 1) zaplnění kapalinou v celém průřezu nedeformuje kruhový průřez a stačí napjatost uprostřed rozpětí podpor posoudit jako u nosníku a u prstence, 2) poloviční zaplnění průřezu deformuje kruhový průřez, který se zplošťuje ve směru horizontální osy, 3) napjatost při polovičním naplnění průřezu může být vlivem skořepinového účinku méně příznivá než při úplném zaplnění, 4) tlakové zatížení uprostřed nádoby mezi sedly je nutné posoudit též na stabilitní zborcení stěny, 5) dovolená sekundární deformace (zploštění kruhového průřezu) má ležet pod velikostí tloušťky stěny ; v opačném případě se doporučuje vyztužení žebrem uprostřed rozteče sedlových podpor, čímž se sekundární účinky v tomto místě odstraní, ale vzniknou nově, ovšem o mnohem menší velikosti, uprostřed nově vzniklého nevyztuženého pole. Stejně se postupuje, je-li sekundární ohybový moment v tangenciálním směru příliš velký.

LITERATURA 1) Heger, F.J.: „Design of FRP Fluid Storage Vessels“ Journal of the Structural Division of the ASCE, November, 1970 2) Dürkop, J., Grage, J.: „GFK – Behälterbau, von der Planung bis zum fertigen Bauteil“ 12 Öffentliche Jahrestagung der AVK, Freudenstadt, Oktober, 1974 3) Zick, L.P.: „Stresses in Large Horizontal Cylindrical Pressure Vessels on Two Saddle Supports“ Welding Research Supplement 1951. IX. 4) Varga, L.: „Spannungsuntersuchung vom horizontal gelagerten zylindrischen GFK Flüssigkeisbehälterm“ Kunststoffe. Bd. 65, H.3, 1975 5) Widera, O.F., Chung, S.W.: „Derivation of various non homogenneous anisotropic shell theories applicable in pressure vessel design“ Nuclear Engineering and Design 31, 1974 6) Tooth, A.S., Banks, W.M., Rahman. D.H.A.: „The Specially Orthotropic GRP Multi-Layered Cylindrical Shell – A Theoretical Approach for the General Loading Case“ Composite Structures 9, 1988 7) Banks, W.M., Tooth, A.S., Wilson, P.M.: „Design of Composite Vessels for Fluid Loading“ Conference ASME: Pressure Vessels and Piping, Pittsburgh, June 1988 8) Forbes, P.D., Tooth, A.S.: „An Analysis for Twin Saddle Supported Unstiffened Cylindrical Vessels“ Royal Aeronautical Soc. London, March 1968 9) Křupka, V.: „Výpočet válcových tenkostěnných kovových nádob a potrubí“ SNTL Praha 1967 10) Křupka, V.: „Problém kontaktní napjatosti válcové skořepiny uzavřeného kruhového průřezu“ Strojírenství 18, 1968, č.5 11) Padovec, J.: „Pevnostní analýza horizontální kompozitní nádoby vyztužené žebrem nad sedlovou podporou“ Konference Polymerní kompozity 2011, duben 2011, Plzeň 12) Padovec, J.: „Mezivláknová porucha a ztráta stability vinuté kompozitní nádoby nad sedlovou podporou“ Konference Polymerní kompozity 2013, květen 2013, Plzeň 13) Ashton, J.F., Halpin, J.C., Petit, P, H.: „Primer om Composite Materials: Analysis“ Technomic Publ.Co.Inc. Stamford, Conn. 1969 14) Holston Jr., A.: „Buckling of Inhomogeneous Anisotropic Cylindrical Shells by Bending“ AIAA Journal Vol.6, No10, 1968 15) Tasi, J.: „Effect of Heterogeniety on the Stability of Composite Cylindrical Shells under Axial Compression“ AIAA Journal Vol.4, No, 1966

44

PREDIKCE PORUŠENÍ KOMPOZITNÍ LÁVKY PREDICTION OF FAILURE OF COMPOSITE FOOTBRIDGE Radek Kottner1, Jan Krystek1, Tomáš Kroupa1, Vladislav Laš1, Jan Sýkora2 1

Evropské centrum excelence, NTIS – Nové technologie pro informační společnost, Fakulta aplikovaných věd, Západočeská univerzita v Plzni, Univerzitní 22, 306 14 Plzeň 2 IKP Consulting Engineers, s.r.o., Jankovcova 1037/49, 170 00 Praha 7 - Holešovice

ABSTRAKT Práce se zabývá návrhem 18 m lávky komůrkové konstrukce pro cyklisty a chodce. Jako výztuže bylo využito skelných vláken, matricí byla středně reaktivní isoftalová polyesterová pryskyřice. Lávka je vyráběna pultruzí. Výpočty byly provedeny metodou konečných prvků v systému Abaqus 6.13. Geometrie a skladba vrstev byly optimalizovány s cílem dosáhnout co nejnižší hmotnosti při definovaném maximálním průhybu, minimální vlastní frekvenci a dalších omezeních. Pro tyto účely bylo využito parametricky vytvářeného skořepinového modelu. Únosnost lávky byla posouzena až na výsledném optimálním řešení, a to pomocí modelu se skořepinovými prvky i modelu s prostorovými prvky. Výpočtový model byl také využit pro stanovení zatížení, které by teoreticky mělo způsobit porušení lávky.

ABSTRACT This work deals with a design of 18 meters footbridge of box girder concept for cyclists and pedestrians. Glass fibers were used as a reinforcement, the medium reactive isoftal polyester resin was a matrix. The footbridge is being manufactured using the pultrusion technique. Computations were performed using the finite element method in the Abaqus 6.13 system. The aim of geometric and composite layup optimization was the achievement of the lowest weight during a maximum deflection, a minimum eigenfrequency, and other constrains. Parametrically created shell model was used for the optimization. Load capacity was evaluated just in case of the optimal solution. The evaluation was performed using models with shell elements and solid elements. The computational model was also used for the evaluation of a load which should theoretically results in a footbridge failure. Klíčová slova: most, lávka, model, použitelnost, únosnost.

1. ÚVOD Rozvoj využívání vlákny vyztužených kompozitů pro stavbu lávek byl započat na konci osmdesátých let 20. století [19]. V této době začíná svůj rozvoj například firma E.T. Techtonics (USA) či o pár let později ApATeCh (Rusko). Obě firmy se zabývají návrhem a výrobou celokompozitních lávek pro pěší, cyklisty či jezdce na koních. Takovýchto firem není zatím mnoho, více pozornosti se spíše upíná k využití vláknových kompozitů pouze jako dílčí součásti mostů - například jako materiál pro konstrukci mostovky [18], či pro lokální opravy mostů z klasických materiálů. Hlavní výhodou celokompozitních lávek je zejména nízká hmotnost, která umožňuje snazší transport lávky a její instalaci na místo určení. Pro použití v nedostupném terénu tak lze dokonce použít transport vrtulníkem. Lávky se tedy mohou osvědčit i v případě

45

povodní. Na základě prvních výpočtů bylo rozhodnuto, že se další návrh omezí na komůrkovou konstrukci lávky, která bude vyrobena pultruzí [14]. Toto řešení nabízí možnost vytvoření složitého tvaru nosného profilu, jehož vlastnosti můžou být výrazně lepší, než je tomu u klasických tvarů, které se podobají válcovaných profilům z kovů. Navržení optimálního tvaru a složení pultrudovaných kompozitních profilů bylo provedeno pomocí konečnoprvkového modelu s cílem dosáhnout co nejnižší hmotnosti lávky. Poměrně nelehkým úkolem bylo definování statických okrajových podmínek. Pro nedostatek norem s definovaným zatížením, jež by měly kompozitní lávky přenést, bylo vycházeno především z norem pro ocelové konstrukce a z odborné literatury ([2]až [11], [12], [15] až [17]). Uvažované zátěžné stavy pro posouzení použitelnosti (tuhosti) a únosnosti (pevnosti) jsou shrnuty v samostatné kapitole. Vytvořený výpočtový model byl také použit pro stanovení zatížení, které by mělo způsobit porušení lávky, a to z důvodů určení vhodného zatěžování reálné lávky při její certifikaci.

2. MATERIÁLY Většina profilů lávky byla navržena jako laminát s výztuží ze skelných vláken a se středně reaktivní isoftalovou polyesterovou pryskyřicí jakožto matricí. Jednotlivé laminy byly tvořeny buď jednosměrovou nebo biaxiální (biax) výztuží, přičemž jednosměrová výztuž byla buď ve formě rovingu (UD) nebo netkané textilie (NCF). Elastické resp. pevnostní parametry lamin jsou uvedeny v Tab. 1 a Tab. 2[1]. Jeden typ profilu byl sendvič, v kterém bylo využito PET pěny.

Tab. 1 Elastické parametry použitých lamin dle výztuže. Lami na s výztuží

E1

E2

[GPa]

[GPa]

UD

43,0

12,4

NCF

34,7

Biax

21,0

12

G12

G13

[MPa ]

[MPa ]

0,29

4,1

4,1

11,3

0,29

4,1

4,1

15,8

0,09

12,6

4,1

Tab. 2 Pevnostní parametry použitých lamin dle výztuže. XT

XC

YT

YC

SL12

SL13

[MPa ]

[MPa ]

[MPa ]

[MPa ]

[MPa ]

[MPa]

UD

1180

1037

41

130

42

42

NCF

898

789

52

164

42

42

Biax

398

326

333

257

85

42

Lamina s výztuží

3. VÝPOČTOVÝ MODEL V systému Abaqus CAE byl parametricky (užitím skriptů v jazyku PYTHON) vytvořen konečnoprvkový model pomocí něhož byly optimalizovány geometrické parametry lávky i materiálová skladba jednotlivých profilů. Tento model byl diskretizován skořepinovými prvky.

46

Samotná optimalizace (vyhodnocení výsledků z modelů a volba nových parametrů) proběhla pomocí gradientního algoritmu implementovaného v softwaru optiSLang. Lávka byla v modelu prostě podepřena. Zatížení lávky je věnována kapitola 4. Cílem optimalizace bylo nalézt co nejlehčí řešení, které by vyhovovalo následujícím omezením:     

Vertikální průhyb ≤ délka lávky / 500. Horizontální vybočení ≤ délka lávky / 300. První vlastní frekvence lávky ≥ 5,1 Hz. Poměr kritického/uvažovaného zatížení z hlediska ztráty stability (koeficient stability) ≥ 2. Technologická omezení jako např. modulárnost návrhu, světlost komůrek, maximální průřezové rozměry profilů, minimální tloušťky stěn apod.

Po nalezení optimálního řešení byl vytvořen i model, který byl diskretizován prostorovými prvky. Ten sloužil k posouzení únosnosti, a to především v oblasti podepření lávky. Proto byla v tomto případě kromě lávky prostorovými prvky diskretizována i ložiska, která umožňují natáčení kolem osy X a na jedné straně lávky také posuvy ve směru Z (viz Obr. 1). Tento i skořepinový model byly dále použity pro stanovení hodnoty rovnoměrného svislého zatížení, které by způsobilo kolaps lávky. Porušení jednotlivých lamin bylo posuzováno na základě kritéria maximálních napětí.

4. ZATÍŽENÍ PRO POSOUZENÍ LÁVKY Optimalizace geometrie a skladby vrstev byla provedena pro zatěžovací stav B3 dle Tab. 3, tj. stav pro posouzení použitelnosti celé lávky. Z důvodu dodržení předepsané tuhosti lávky po dobu celé životnosti lávky, byly při stavu B3 uvažovány menší Youngovomoduly pružnosti všech materiálů, a to vydělením konstantou 1,2. Po té, co bylo nalezeno optimální řešení, bylo provedeno posouzení únosnosti celé lávky a lokální posouzení lávky dle ostatních níže uvedených zátěžných stavů. Posouzení celé lávky Jednotlivé zatěžovací stavy pro posouzení celé lávky lze zapsat vztahem GGG + QllQk, 1+ Qvv(q be+ + q be-)

(1)

kde Z

je soubor všech zatížení,

G

vlastní tíha,

Qk, 1

jsouproměnná zatížení - tj.zatížení od chodců qfk = 5 kN/m2,

q be+ a q be- zatížení větrem, přičemž tlak q be+ = 237 Pa a sání q be- = 177 Pa. Hodnoty součinitelů pro jednotlivé stavy jsou uvedeny v dleTab. 3. Pro srovnání je v dleTab. 3 uveden i zátěžný stav pro posouzení použitelnosti B3, ve kterém jsou uvažovány pouze charakteristické hodnoty zatížení (tj. stejné hodnoty, jako kdyby byly uvažovány dílčí součinitele  = 1).

47

Dle uvedeného byly například v zatěžovacím stavu A4, který se projevil jako nejkritičtější, předepsány tyto návrhové hodnoty zatížení (viz Obr. 1):  všem materiálům zvýšena hustota 1,35  0,85 = 1,15 krát 2 2 – + na pochozí ploše rovnoměrné zatížení od posypu 1,35  0,85  0,05 kN/m = 0,06 kN/m  po celé ploše mostovky aplikováno rovnoměrné zatížení od chodců o velikosti 2 2 1,35  5 kN/m = 6,75 kN/m  pro tlak i sání od větru (proměnné vodorovné zatížení) na plochy nosných profilů o tlak 1,5  0,3  237 Pa = 106,65 Pa o sání 1,5  0,3  177 Pa = 79,65 Pa.

Obr. 1Posouzení celé lávky.

Stavy A1, A2, A2.2 a A2.3 sloužily pouze pro vyšetření reakcí v uložení lávky. Při zatěžujících stavech A3 až A5 byla posuzována pevnost všech lamin a zároveň velikost zatížení z hlediska ztráty stability lávky. Všechny tři stavy byly navíc doplněny o stavy, kdy zatížení od chodců nebylo aplikováno na celé pochozí ploše, ale pouze na polovině mezi osou lávky a sací stranou z hlediska větru (polovina mostovky).

48

Tab. 3 Součinitele pro výpočet zatížení dle jednotlivých zatěžovacích stavů. Označení

Kombinační vztah

Souč initel pro vlastní hmotno st

Redu kční součinit el pro nepřízni vá stálá zatížení

Součin itel pro rovnoměr ná zatížení svislá (od chodců)

So učinite l pro kombi nační hodno tu zatíže ní od chodc ů

G

G

Ql

l

Součin itel pro zatížení větrem

Součin itel pro kombinač ní hodnotu větru

Qv

v

A1

6.10.1

1,35

1,00

1,35

1,0

1,5

0,3

A2

6.10.2

1,35

1,00

1,35

0,4

1,5

1,0

A2.2

1,35

1,00

1,35

0,0

1,5

1,0

A2.3

1,00

1,00

1,35

0,0

1,5

1,0

A3

6.10a1

1,35

1,00

1,35

0,4

1,5

0,3

A4

6.10b1

1,35

0,85

1,35

1,0

1,5

0,3

A5

6.10b2

1,35

0,85

1,35

0,4

1,5

1,0

B3

6.14b

1,00

1,00

1,00

1,0

1,0

0,3

Lokální posouzení Lokální posouzení únosnosti bylo provedeno pro 3 zatěžující stavy, pro něž byly předepsány tyto návrhové hodnoty zatížení: 1) C1 (kombinační vztah 6.10a1 pro lokální zatížení)  všem materiálům zvýšena hustota 1,35 krát 2 2 – + na pochozí ploše rovnoměrné zatížení od posypu 1,35  0,05 kN/m = 0,07 kN/m  na poloviněmostovky aplikováno rovnoměrné vertikální zatíženíod chodcůo velikosti 2 2 1,35  0,4  5 kN/m = 2,7 kN/m  na polovině mostovky aplikováno rovnoměrné horizontální zatíženíod chodcůo velikosti 2 2 1,35  0,4  0,468 kN/m = 0,253 kN/m  na jedno ze zábradlí v délce 2 m v polovině rozpětí mostu aplikováno horizontálně i vertikálně 1,35 0,4 1,0 kN/m = 0,54 kN/m  pro tlak i sání od větru (proměnné vodorovné zatížení) na plochy nosných profilů o tlak 1,5  0,3 237 Pa = 106,65 Pa o sání 1,5  0,3  177 Pa = 79,65 Pa

2) C2 (kombinační vztah 6.10b pro lokální zatížení)  všem materiálům zvýšena hustota 1,35  0,85 = 1,15 krát 2 2 – + na pochozí ploše rovnoměrné zatížení od posypu 1,35  0,85  0,05 kN/m = 0,06 kN/m

49

   

na polovině mostovky aplikováno rovnoměrné vertikální zatíženíod chodcůo velikosti 2 2 1,35  5 kN/m = 6,75 kN/m na polovině mostovky aplikováno rovnoměrné horizontální zatíženíod chodcůo velikosti 2 2 1,35  0,468 kN/m = 0,632 kN/m na jedno ze zábradlí v délce 2 m v polovině rozpětí mostu aplikováno horizontálně i vertikálně 1,35 1,0 kN/m = 1,35 kN/m pro tlak i sání od větru na plochy nosných profilů o tlak 1,5  0,3 237 Pa = 106,65 Pa o sání 1,5  0,3  177 Pa = 79,65 Pa

3) C3 (kombinační vztah 6.10b pro lokální zatížení)  všem materiálům zvýšena hustota 1,35  0,85 = 1,15 krát 2 2 – + na pochozí ploše rovnoměrné zatížení od posypu 1,35  0,85  0,05 kN/m = 0,06 kN/m  příčný profil (pochozí profil mostovky) v polovině rozpětí mostu ve své polovině zatížen 2 soustředěně tlakem(1,35 * 2,0 kN) / (0,1 * 0,1) = 270 kPa na ploše 0,1 m 0,1 m = 0,01 m .

5. VÝSLEDKY Optimální varianta lávky s rozponem 18 m měla hmotnost 3,3 tuny. První vlastní frekvence byla 6 Hz. Ani v jednom zatěžovacím stavu nedocházelo k překlápění lávky. Koeficient stability (poměr zatížení kritického / zatížení A4, které se projevilo jako nekritičtější) měl hodnotu2,3. Ztrátě stability odpovídající tvar je zobrazen na Obr. 2. Z hlediska pevnosti se jako nejproblematičtější projevily smykové složky napětí v oblasti podepření lávky ložisky. Při uvažování dílčího součinitele pro materiál m = 3 bylo v oblasti ložisek dosaženo indexu porušení 1,7 (poměr skutečné hodnoty napětí / dovolené hodnotě).

Obr. 2 Vlastní tvar lávky při ztrátě stability.

50

Závislost průhybu lávky na rovnoměrném svislém zatížení je zobrazena na Obr. 3. Je zde patrné, že při zatížení cca 43 kN/m2 začíná lávka ztrácet stabilitu.

Obr. 3 Průhyb lávky v závislosti na rovnoměrném svislém zatížení.

6. ZÁVĚR Jako nejkritičtější se ukázalo zatížení dle kombinačního vztahu 6.10b1 (A4). Bylo zjištěno, že kompozitní profil bude nutné v oblasti podepření ložisky zpevnit vhodným vyztužením. Pokud se podaří snížit špičky napětí v oblasti podepření, bude nejslabší vlastností konstrukce náchylnost ke ztrátě stability. Pokud by byla lávka zatěžována pouze vertikálně, dojde k porušení lávky ztrátou stability při rovnoměrném zatížení v rozmezí 43 - 53 kN/m2.

PODĚKOVÁNÍ Tato práce byla podpořena projektem TA02010501 - Stavebnicový systém mostních konstrukcí z pokročilých kompozitních materiálů.

LITERATURA [1] CABRNOCH, S.Měření vlastnostÍ pultruzních profilů. KOMOKO: 2013. [2] CLARKE, J.L. Structural Design of Polymer Composites: Eurocomp Design Code and Background Document. 1996. [3] ČSN EN 1990 Eurokód: Zásady navrhování konstrukcí. 03/2004, včetně A1 04/2007.

51

[4] ČSN EN 1991-1-1 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí. Část 1-1: Obecná zatížení - Objemové tíhy, vlastní tíha a užitná zatížení pozemních staveb. 03/2004. [5] ČSN EN 1991-1-3 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí. Část 1-3: Obecná zatížení – Zatíženísněhem. 06/2005, včetně Z1 10/2006. [6] ČSN EN 1991-1-4 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí - Část 1-4: Obecná zatížení - Zatížení větrem. 08/1997. [7] ČSN EN 1991-1-5 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí. Část 1-5: Obecná zatížení – Zatížení teplotou. 05/2005. [8] ČSN EN 1991-1-6 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí. Část 1-6: Obecná zatížení – Zatížení během provádění. 10/2006. [9] ČSN EN 1991-1-7 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí - Část 1-7: Obecná zatížení - Mimořádná zatížení. 10/1999. [10] ČSN EN 1991-2 Eurokód 1: Zatížení konstrukcí - Část 2: Zatížení mostů dopravou. 07/2005. [11] ČSN EN 1993-2 Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí - Část 2: Ocelové mosty. 01/2008, včetně Z1 03/2010 a Opr.1 05/2010. [12] Design Manual For Roads And Bridges. Vol. 1, Sec. 3, Part 17, BD 90/05: Design Of FRP Bridges And Highway Structures. 2005. [13] KOTTNER, R., BEK, L., KRYSTEK, J. Comparison of numerical simulation and experiment in case of bending test of composite rectangular tubes. In 30th conference with international participation Computational Mechanics 2014. Plzeň: University of West Bohemia, 2014. s. 63-64. ISBN: 978-80261-0429-2 [14] KOTTNER, R., KROUPA, T., LAŠ, V. Návrh kompozitní lávky. In Mechanika kompozitních materiálů a konstrukcí 2014. Plzeň: Západočeská univerzita, 2014. s. 69-70. ISBN: 978-80-261-0355-4 [15] SCHUMACHER, A. Design of FRP-Profiles and All-FRP-Structures. http://www.empa.ch/plugin/template/empa/*/88188/---/l=2. 2009. [16] Strongwell Bridge Components, FRP Composites. http://www.strongwell.com/wpcontent/uploads/2013/04/Bridge-Components-Brochure.pdf. 2011. [17] SÝKORA, J.Technická zpráva – parametry zatížení-rev.2. KOMOKO: 2013, 9 s. [18] ZHOU, A. Stiffness and strength of fiber reinforced polymer composite bridge deck systems. Virginia Polytechnic Institute and State University: 2002, 234 s. [19] ZIHONG, L. Testing and analysis of a fiber-reinforced polymer (FRP) bridge deck. Virginia Polytechnic Institute and State University: 2007, 183 s.

52

POROVNÁNÍ IDEÁLNÍ A REÁLNÉ GEOMETRIE PŘI MKP SIMULACI TAHOVÉ ZKOUŠKY C/PPS VZORKŮ S NEKONSTANTNÍ TLOUŠŤKOU COMPARISON OF IDEAL AND REAL GEOMETRY OF TENSILE TEST SPECIMEN WITH VARYING THICKNESS MANUFACTURED FROM C/PPS IN FE SIMULATION Zdeněk Padovec1, Michal Král2, Radek Sedláček3, Milan Růžička4, Pavel Růžička5 1

ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Ústav mechaniky, biomechaniky a mechatroniky, Technická 4, 166 07, Praha 6, Česká republika, Tel:+420 224 35 25 19, e-mail: [email protected] 2

ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Ústav mechaniky, biomechaniky a mechatroniky, Technická 4, 166 07, Praha 6, Česká republika, Tel:+420 224 35 25 10, e-mail: [email protected] 3

ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Ústav mechaniky, biomechaniky a mechatroniky, Technická 4, 166 07, Praha 6, Česká republika, Tel:+420 224 35 26 53, e-mail: [email protected] 4

ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Ústav mechaniky, biomechaniky a mechatroniky, Technická 4, 166 07, Praha 6, Česká republika, Tel:+420 224 35 2512, e-mail:[email protected] 5

ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Ústav mechaniky, biomechaniky a mechatroniky, Technická 4, 166 07, Praha 6, Česká republika, Tel:+420 224 35 2655, e-mail: [email protected]

ABSTRACT Presented article deals with comparison of the model with ideal and real geometry in FE simulation of tensile test. In FE software Abaqus ideal and real geometry of tensile specimen with varying thickness was modeled. Ideal geometry means that change in thickness was modeled as a sharp step (using shell and continuum shell elements), real geometry was taken from micrograph analysis and it was modeled as gradual transition (using solid elements). Comparison of obtained results from each simulation was done. Keywords:FE simulation; tensile test; varying thickness

ABSTRAKT Předmětem příspěvku je porovnání výsledků získaných z MKP simulace tahové vzorku, který má proměnnou tloušťku, s ideální a reálnou geometrií. Simulace byla provedena v MKP softwaru Abaqus. Ideální geometrie vzorku znamená, že změna tloušťky je modelována skokově (pomocí prvků shell a continuum shell), zatímco reálná geometrie je získána z nábrusu a změna tloušťky je modelována jako postupný přechod (pomocí prvků solid). Na závěr bylo provedeno porovnání obdržených výsledků. Klíčová slova: MKP simulace; tahová zkouška; proměnná tloušťka

53

1

ÚVOD

Článek se zabývá MKP simulací tahových vzorků dvou typů, které byly vyříznuty z desky s proměnnou tloušťkou, která má být použita jako spojovací prvek v letecké aplikaci (spojuje podpůrný a krajový rám). Proměnná tloušťka desky je realizována různou skladbou 5H C/PPS tkaniny v různých částech desky (více viz Obr. 1.1). Vzorky z desky nalevo na Obr. 1.1 budeme nazývat vzorky typu 1 (jeden přechod tloušťky), vzorky z desky napravo pak vzorky typu 2 (dva přechody tlouštěk). Simulace byla provedena třemi způsoby a všechny varianty byly mezi sebou porovnány. První dva způsoby simulace vycházely z ideální geometrie vzorku (tj. tak, že změna tloušťky byla modelována skokově).

Pro tento způsob se hodí použití prvků shell a continuum shell (které jsou často používány v případě kompozitních konstrukcí). Třetí způsob vycházel z reálné geometrie vzorku (kde změna tloušťky byla modelována jako postupný přechod, který byl vytvořen pomocí fotografie nábrusu konkrétního vzorku) a jeho modelování je nejpracnější. Pro tento způsob se hodí použití prvků solid.

Obr. 1.1. Obě varianty desek s proměnnou tloušťkou

54

Výkres jednotlivých variant tahových vzorků je pak vidět na Obr. 1.2.

Obr. 1.2 Schéma vzorků pro tahové zkoušky

55

2

2.1

MKP SIMULACE

IDEÁLNÍ GEOMETRIE VZORKŮ

Jak bylo řečeno, vzorky byly modelovány vždy buď jako shell, continuum shell nebo solid. Mechanické vlastnosti pro laminu jsou vidět v tabulce 2.1.1.

Eosnova [MPa]

Eútek [MPa]

58 000  4000

58 000  4000

GLT [MPa] 4100  300

νLT [-]* 0, 046

Tab. 2.1.1 Mechanické vlastnosti C/PPS tkaniny

*

značí vypočtenou hodnotu dle [1,2], hodnota nebyla v materiálovém listu uvedena

Při tvorbě shell modelu je nutné nastavit referenční plochu všech částí na spodní (nebo horní) plochu, aby byl vzorek namodelován správně dle Obr. 1.1. Všechny modely byly vetknuty na spodní straně (zakázány všechny posuvy a rotace) a zatíženy posuvem 4 mm přes zatěžovací uzel na volné straně vzorku. Ten je přes vazbu „Equation“ svázán s ostatními uzly na dané ploše (respektive čáře v případě shell modelu). V případě shell modelu bylo nutno na volné ploše zakázat ještě všechny ostatní rotace a posuvy (mimo ten, v jehož směru je zatěžováno). To je patrné na Obr. 2.1.1. Continuum shell model byl dále rozřezán tak, aby bylo možno síťovat jedním prvkem po tloušťce.

follow ing nodes

follow ing nodes

Obr. 2.1.1Volná strana vzorku – zatížení

56

2.2 REÁLNÁ GEOMETRIE VZORKŮ Při detailnějším modelování geometrie bylo vycházeno z nábrusu vzorku od dodavatele (viz Obr. 2.2.1). Změna tloušťky úbytkem vrstvy není modelována skokově, nýbrž je rozdělena na delší úsek, určený dle změny geometrie podle výbrusu. Modifikovaný model byl modelován pomocí elementů typu solid vzhledem ke geometrii, která použití continuum shell prvků neumožňuje (například zkosený přechod mezi částí s 16 vrstvami a částí s 11 vrstvami). Model dále neumožňuje zadávání mechanických vlastností přes materiálový model typu „lamina“. Je nutné proto použít model „engineering constants“.

Obr. 2.2.1Nábrusy obou variant simulovaných vzorků

Na obrázku 2.2.2 je vidět nařezaný model ¼ vzorku (která lze použít díky symetrii). ¼ modelu je výhodná i z hlediska pracnosti modelu a následného výpočetního času. Mezery, které vznikly v přechodu z 16 na 11 vrstev, byly modelovány jako čistá izotropní matrice PPS (E = 3800MPa, ν = 0,36).

Obr. 2.2.2Nařezaná a zatížená ¼ modelu

57

2.3 VZORKY TYPU 1 Na Obr. 2.3.1 – 2.3.3 je vidět deformovaný vzorek typu 1 pro všechny použité varianty elementů.

Obr.2.3.1 Vzorek 1 – continuum shell před a po deformaci

Obr.2.3.2 Vzorek 1 – shell před a po deformaci

58

Obr.2.3.3 Vzorek 1 – solid před a po deformaci

2.4 VZORKY TYPU 2 Na Obr. 2.4.1 – 2.4.3 je vidět deformovaný vzorek typu 1 pro všechny použité varianty elementů.

Obr.2.4.1 Vzorek 2 – continuum shell před a po deformaci

59

Obr.2.4.2 Vzorek 2 – shell před a po deformaci

Obr.2.4.3 Vzorek 2 – solid před a po deformaci

60

3

VÝSLEDKY

Porovnání všech šesti variant (2 vzorky a u každého použité 3 typy prvků) je vidět na Obr. 3.1. Síla potřebná k protažení jednotlivých vzorků o 4 mm je vidět v tabulce 3.1.

Obr. 3.1 Graf síla/posuv pro vzorky obou variant

Typ vzorku

Posuv [mm]

Síla [N]

Continuum shell 1

4

42 111,9

Shell 1

4

44 277,8

Solid 1

4

41 877,4

Continuum Shell 2

4

43 519,7

Shell 2

4

45 792,2

Solid 2

4

45 323,8

Tab.3.1 Síla potřebná k protažení jednotlivých vzorků o 4mm

61

Rozdíl mezi výsledky získanými pomocí shell, conituum shell a solid elementů, je v případě vzorku typu 1 od 0,6 do 5,4 %, v případě vzorku typu 2 od 1,0 do 5,0 %. Vzorky modelované pomocí elementů typu shell vykazují větší tuhost, než vzorky modelované pomocí elementů typu continuum shell v obou typech vzorku. Model s prvky typu solid má nejnižší tuhost v případě typu 1. V případě typu 2 leží jeho tuhost mezi hodnotami shell a continuum shell. Rozdíl mezi vzorkem 1 a 2 se pohybuje od 3,2 % (prvky continuum shell) do 7,6 % (prvky solid). Dvakrát odstupňovaný vzorek typu 2 vykazuje větší tuhost, než vzorek typu 1, který je odstupňován pouze jednou. Z obrázků vzorků před a po deformaci (kapitola 2.3 a 2.4) je vidět shodný průběh deformace i pole posuvů (vzhledem k nesymetrickému provedení vzorku dojde ke kombinaci tah/ohyb).

ZÁVĚR MKP simulace byla provedena za použití prvků shell a continuum shell pro idealizovanou variantu konstrukčního řešení (ostrá hrana v přechodu z jedné tloušťky na druhou) a prvku typu solid při reálné variantě (plynulý přechod z jedné tloušťky na druhou). Výsledné síly a pole posuvů získané jednotlivými přístupy byly mezi sebou porovnány a bylo dosaženo dobré shody (viz kapitola 3). Modelování reálné struktury konstrukce vychází z fotografie nábrusu konkrétního vzorku. Pro danou technologii není možné zajistit, že nábrusy pro další vzorky budou mít stejnou vnitřní strukturu a geometrii, jako vzorový nábrus. Špičky napětí v přechodech geometrie reálných vzorků budou vždy jiné a predikce jejich velikostí na základě jedné fotografie nábrusu není možná.

PODĚKOVÁNÍ Tato práce byla podpořena grantem Studentské grantové soutěže SGS15/188/OHK2/3T/12 a projektem TA03010209Technologické agentury České republiky.

LITERATURA [1] Kabelka, J.: Polymerní kompozity s tkanou výztuží, Výzkumná zpráva Z-1082/88, Ústav termomechaniky, ČSAV, 1988. [2] Chamis, C.: Simplified Composite Micromechanics Equations for Hygral Thermal and Mechanical Properties, 38th Annual Conference, Reinforced Plastics/Composites Institute, The Society of the Plastic Industry, Inc., February 7-11, 1983.

62

OPTIMALIZACE LAMINÁTU TRUBKOVÉHO PROFILU OPTIMIZATION OF FIBER-REINFORCED COMPOSITE CHS PROFILE 1

Jan Toman , Tomáš Mareš

2

1

ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Ústav mechaniky, biomechaniky a mechatroniky, Technická 4, 166 07, Praha 6, Česká republika, Tel:+420 607 076 381, e-mail: [email protected] 2

ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Ústav mechaniky, biomechaniky a mechatroniky, Technická 4, 166 07, Praha 6, Česká republika, Tel:+420 224 35 25 17, e-mail: [email protected]

ABSTRACT This article deals with optimization of fiber-reinforced composite CHS (circular hollow section) profile. Objective function of optimization is toughness, main variable is optimum fiber orientation which relates to other variables whose effect we are investigating. To determinate toughness we use Timoshenko beam theory and classical lamination theory. Keywords: fiber-reinforced composite CHS (circular hollow section) profile; optimum fibre orientation;Timoshenko beam theory; classical lamination theory

ABSTRAKT Předmětem příspěvku je optimalizace laminátu trubkového profilu. Kritériem optimalizace je maximální tuhost profilu, hlavním návrhovým parametrem je úhel vinutí vlákna laminátu, který je dále funkcí dalších návrhových parametrů, jejichž vliv na optimální úhel vinutí budeme zkoumat. Při výpočtu tuhosti je východiskem Timošenkova hypotéza a laminační teorie. Klíčová slova: laminát trubkového profilu; optimální úhel vinutí vlákna; Timošenkova hypotéza; klasická laminační teorie

1

ÚVOD

Z kompozitních materiálů, které obecně vznikají skladbou složek z různých materiálů, jsou v technické praxi jedněmi z nejpoužívanějších právě vláknové kompozity. Pro představu je na obr. 1.1 zobrazeno základní rozdělení kompozitů, které bylo převzato z publikace prof. Laše [1].

63

Obr. 1.1. Základní rozdělení kompozitů – převzato z [1]

Vláknové kompozity jsou složeny z dlouhých vláken vysoké pevnosti (nejčastěji uhlíkových), které jsou uloženy v matrici, např. epoxidové. V rámci diplomové práce jsme se zabývali optimalizací vláknového kompozitu v podobě laminátu složeného z k-vrstev.

2

OPTIMALIZACE TRUBKOVÉHO LAMINÁTU

Abychom se mohli zabývat optimalizací, musíme nejprve odvodit kriteriální funkci s příslušnými návrhovými parametry pro danou optimalizační úlohu. V našem případě bude optimalizačním kritériem maximální tuhost nosníku a hlavním návrhovým parametrem potom úhel vinutí vlákna, který ovšem bude záviset na dalších parametrech.

KRITERIÁLNÍ FUNKCE Uvažujeme nosník dle obr. 2.1.1. Budeme předpokládat rovinnou úlohu, pro kterou platí rovnice rovnováhy ve tvaru

64

Obr. 2.1.1 Zatížení a deformace nosníku

Dále budeme předpokládat platnost Timošenkovy hypotézy, pro kterou platí – – –

nosník se deformuje pouze vertikálně (v ose z) rovinné plochy kolmé ke střednici zůstávají rovinnými i po deformaci, ale už nejsou kolmé ke střednici (jak předpokládá Bernoulliova hypotéza) tloušťka nosníku resp. jeho jednotlivých vrstev se při deformaci nemění

Pole posunutí nosníku potom bude

Použijeme-li zobecněný Hookeův zákon, dostaneme po následném odvození Lamého rovnice ve tvaru

kde A, D jsou matice tahové resp. ohybové tuhosti, které mají dle laminační teorie tvar

Nosník je složen z k-vrstev, kde jednotlivé vrstvy lamin mají vlákna vinuty pod úhlem α, přičemž skladba laminátu je symetrická, a proto je matice vazební tuhosti B=0. Indexy ϑ se vztahují k souřadnému systému tečna-normála dle obr. 2.1.2, přičemž materiálové vlastnosti se transformují z hlavních os anizotropie dle vztahů

65

Obr. 2.1.2 Pootočení souřadných systémů ν a ϑ o úhel α

Budeme-li uvažovat okrajové podmínky pro vetknutý nosník s volným koncem zatíženým osamělou silou, dostaneme po integraci rovnice 2.1.10 a 2.1.11 konečně

Jak již bylo řečeno, optimalizačním kritériem pro nás bude maximalizace tuhosti profilu, přičemž z rovnice 2.1.17 vyplývá, že největší průhyb nosníku bude na jeho volném konci, tedy

Minimalizací vztahu 2.1.18 tedy dostáváme maximální tuhost profilu. Budeme-li předpokládat symetrickou skladbu laminátu, stejný materiál všech lamin a stejnou tloušťku všech lamin, dostaneme kriteriální funkci ve tvaru

w  w((l, d, t, n, EL, ET))min .

(2.1.19)

kde hlavním návrhovým parametrem pro nás bude úhel vinutí vlákna α a ostatní parametry budeme vztahovat právě k němu. Budeme tedy hledat optimální úhel vinutí, tj. takový úhel vinutí, pro který je splněna rovnice2.1.19.

66

VLIV DÉLKY A VNĚJŠÍHO PRŮMĚRU LAMINÁTU Budeme-li zkoumat závislost optimálního úhlu vinutí na délce, přičemž ostatní parametry jsou fixovány na zvolených hodnotách, dostaneme závislost na obr. 2.2.1. Z něj je patrné, že s rostoucí délkou a tedy i štíhlostí nosníku se optimální úhel vinutí blíží k hodnotě 0°, a naopak nosníky s malou štíhlostí k hodnotě 45°. To odpovídá i teoretickým předpokladům, neboť s rostoucí délkou nosníku klesá vliv smykových napětí a uplatňuje se převážně ohybové napětí.

Obr. 2.2.1 Optimální úhel vinutí vlákna pro různé délky nosníku

Pokud rozšíříme závislost optimální úhlu vinutí o další proměnnou, kterou bude vnější průměr laminátu, dostaneme závislost na obr. 2.2.2. Funkce není hladká, což je způsobeno diskretizací oboru hodnot úhlu vinutí po 1°, přičemž při zmenšování diskretizačního kroku se bude funkce postupně vyhlazovat. Zavedeme-li novou proměnnou jako poměr délky ku průměru nosníku, dostaneme konečně závislost na obr. 2.2.3, kterou můžeme ve smyslu metody nejmenších čtverců nahradit lineární regresí např. s využitím Legendreových polynomů.

67

Obrázek 1Obr. 2.2.2 Optimální úhel vinutí vlákna pro různé délky a vnější průměry nosníku

Obr. 2.2.3 Optimální úhel vinutí vlákna pro různé poměry délky ku vnějšímu průměru nosníku

68

VLIV TLOUŠŤKY A POČTU VRSTEV LAMINÁTU Dále budeme zkoumat, jak se bude optimální úhel vinutí měnit s tloušťkou stěny laminátu a s počtem vrstev. Pro danou délku a průměr nosníku dostáváme závislost na obr. 2.3.1, ze kterého je patrné, že na počtu vrstev je pro danou tloušťku optimální úhel vinutí nezávislý.

Obr.2.3.1 Optimální úhel vinutí vlákna v závislosti na počtu vrstev a tloušťce stěny

Pokud budeme dále uvažovat pouze vliv tloušťky, dostaneme křivky dle obr. 2.3.2. S rostoucí tloušťkou se křivky postupně „napřimují“, ale pro zúžený definiční obor (ať už tenkostěnných či tlustostěnných profilů) můžeme i vliv tloušťky zanedbat.

Obr.2.3.2 Optimální úhel vinutí vlákna pro různé tloušťky vrstev

69

VLIV MATERIÁLU LAMINÁTU Konečně se budeme zabývat vlivem materiálu laminátu. Pro fixovanou geometrii nosníku dostáváme pro optimální úhel vinutí závislost z obr. 2.4.1. Oblast růstu resp. propadu, způsobená poklesem hodnot modulu pružnosti v podélném resp. příčném směru můžeme zanedbat, neboť pro lamináty z uhlíkových vláken v epoxidové matrici pracujeme běžně s moduly pružnost v podélném směru v řádech stovek MPa. Tedy i zde můžeme pro zúžený definiční obor modulů pružnosti vliv materiálu na optimální úhel vinutí vlákna zanedbat.

Obr.2.4.1 Optimální úhel vinutí vlákna pro různé moduly pružnosti v podélném a příčném směru

3

ZÁVĚR

Provedli jsme, při výše uvedených předpokladech, optimalizaci laminátu trubkového profilu, přičemž optimalizačním kritériem byla maximální tuhost a návrhovým parametrem úhel vinutí vlákna, který dále závisel na dalších parametrech. Zjistili jsme, že pro zúžené definiční obory materiálových vlastností a tloušťky profilu závisí optimální úhel vinutí jen na délce a vnějším průměru laminátu dle obr. 2.2.3. Můžeme tedy pro danou skladbu laminátu na základě jeho geometrie určit optimální úhel vinutí, pro který bude nosník nejtužší. Uvedené poznatky v rámci diplomové práce dále využíváme při optimalizaci smykadla obráběcího stroje, u nějž řešíme vícekriteriální optimalizaci – minimalizaci hmotnosti při maximalizaci tuhosti.

70

PODĚKOVÁNÍ Tato práce byla podpořena grantem Studentské grantové soutěže SGS15/188/OHK2/3T/12.

LITERATURA Laš, Vladislav. Mechanika kompozitních materiálů. 1. vydání. Plzeň: Západočeská univerzita v Plzni, 2004. 156 stran. ISBN 80-7043-273-X Ehrenstein, Gottried W. Polymerní kompozitní materiály. 1. vydání. Praha: Scientia, 2009. 351 stran. ISBN 978-80-86960-29-6. Gurdal, Zafer. Haftka, Raphael T. Hajela, Prabhat. Design and optimization of laminated composite materials. Toronto: John Wiley & Sons, inc., 1999. ISBN 0-471-25276-X Mareš, Tomáš. Základy konstrukční optimalizace. Praha: ČVUT v Praze, 2006. 307 stran. ISBN 80-2396508-5 Brdička, Miroslav. Samek, Ladislav. Sopko, Bruno. Mechanika Kontinua. 3. Vydání. Praha: Academia, 2005. 799 stran. ISBN 80-200-1344-X

71

UZAVŘENÉ METODY SE ZAMĚŘENÍM NA LRTM CLOSE MOULD METHODS, SPECIALLY FOCUSED TO LRTM Ing. Petr Štrunc, STTA s.r.o.

Přehled nejužívanějších technologií

Vzhledem k neustálému tlaku na kvalitu životního a pracovního prostředí dochází k rozšiřování takzvaných uzavřených technologií. Jednou z nejdostupnějších je technologie LRTM (vakuová injektáž)

Ruční

Stříkání

Ks

Vakuová injektáž 10003000

RTM 300010000

SMC/BMC > 10 000

Ks/směnu

2-3

6-9

4-6

8-50

50-400

Cena formy (%)

100

100

250

1300

100 000

72

Základní parametry technologie LRTM Do dutiny oboustranné formy umístíme rohož, formu vzduchotěsně uzavřeme a pomocí podtlaku nasajeme do výztuže iniciovanou pryskyřici. Spodní polovina formy musí být vybavena plochami, které umožní utěsnění - příruba. Jinak je konstrukce obdobná nebo o málo robustnější než forma pro ruční laminaci. Horní polovina formy je tenčí, pružnější, většinou transparentní, aby bylo vidět plnění formy. Těsnící prvky, připojení přívodů pryskyřice a vakua a jejich rozvod jsou obvykle na horní polovině formy.

Proč používat vakuové technologie? Rozhodnutí použít pro daný výrobek vakuovou technologii přichází vždy až po důkladném zvážení všech faktorů.      

velikost série velikost výrobku zvýšení kvality výrobku zmenšení tolerancí "oboustranný" povrch snížení lidského faktoru

Většinou jsou nejdůležitější faktory sériovost a velikost výrobku. Sériovost z ekonomického hlediska řádného využití dražší formy. Velikost - vakuovými metodami jsme schopni dělat větší výrobky než ostatními uzavřenými metodami (klasické RTM, SMC/BMC) Základní materiály pro injektážní technologie Pryskyřice – základní požadavky Viskozita Dynamická viskozita C/P kolem 200 cPa/s Úprava viskozity je možná doředěním, ale jen v omezené míře. Reaktivita Požadavky na reaktivitu se odvíjí od výrobku, doba zpracovatelnosti - geltime - musí být větší, než čas pro naplnění formy. Vždy začínáme pomalejším systémem, zrychlujeme až po zvládnutí technologie. Mechanické vlastnosti V souladu s konstrukcí zajišťují funkci výrobku.

73

Chemická odolnost Důležitý parametr pro výrobky používané v agresivním prostředí. Je důležité znát druh agresivní látky, koncentraci %, teplotu. Pak je možno určit druh pryskyřice. Všeobecně lze seřadit pryskyřice dle chemické odolnosti vzestupně takto:  ortoftalové  tereftalové  izoftalové  vinylesterové Tvarová stálost Základní vlastnosti závisí na dvou faktorech  

stupeň vytvrzení pryskyřice tepelná odolnost pryskyřice - HDT

Při výběru pryskyřice je nutno vzít v úvahu i možnou teplotu od slunečního záření - černý povrch na přímém slunci dosáhne i u nás přes 60°C. Další specifické vlastnosti Např. zvýšená odolnost proti hoření - lze ovlivnit výběrem pryskyřice. Požadavky na vyšší kvalitu povrchu (menší prorýsování výztuže) lze ovlivnit použitím plniva ve směsi s pryskyřicí, nebo přímo systémem s nulovým smrštěním. Vytvrzovací systémy Vytvrzovací systém musí vždy odpovídat parametrům výrobku. Velikost výrobku, složitost formy, viskozita pryskyřice, použité složení výztuže a velikost podtlaku nám podstatně ovlivňuje dobu plnění formy. Po dobu plnění formy požadujeme tekutou pryskyřici, po naplnění pak co nejrychlejší vytvrzení. Průběh vytvrzení je ovlivněn následujícími faktory:  základní reaktivita pryskyřice  katalyzátor  urychlovač  inhibitor

Základní reaktivita pryskyřice Parametr daný z výroby, uvádí se v technickém listu Katalyzátor Většinou organický peroxid, jeho výběrem můžeme podstatně ovlivnit průběh.

74

Urychlovač Určité množství urychlovače je pro průběh reakce nutné. Je uvedeno v technickém listu dané pryskyřice. Abychom dosáhli požadovaného průběhu reakce, většinou kombinujeme urychlovače na bázi kobaltu a DMA. Inhibitor U velkých výrobků, kde je dlouhá doba plnění, potřebujeme prodloužit dobu zpracovatelnosti pryskyřice i na několik hodin. Toho dosáhneme použitím inhibitorů, např na bázi TBC nebo metylhydrochinonu .

Kombinací uvedených činidel můžeme obdržet požadovaný výsledek s vysokou přesností. Je ale nutno upozornit, že složitější kombinace budou více závislé na počáteční teplotě materiálů a forem. Z praktického hlediska též nedoporučuji používání mnoha různých vytvrzovacích systémů na jedné dílně, aby nedocházelo k omylům. Výztuže

Rohože ze sekaných vláken CSM Vyznačují se zvláštním, pomalu rozpustným pojivem, aby nedocházelo k předčasnému uvolnění vláken a vyplavení výztuže. Dnes se již prakticky nepoužívají. Sešívané rohože Jedná se o rohože ze sekaného vlákna, místo pojiva je vrstva sešita. Vyplavení výztuže zde tedy nehrozí. Rohože z nekonečného vlákna Speciálně určené pro injektážní technologie. Vzhledem k vrstvení smyček nekonečného vlákna se vyznačuje velmi dobrou prostupností pro pryskyřici.

75

Tkaniny Lze použít běžné tkaniny pro laminaci Sešívané jedno, nebo vícesměrné výztuže Tzv. unidirectional nebo multiaxial výztuže. K dosažení požadovaných mechanických vlastností u technicky náročných výrobků Jednosměrné "vodící" výztuže Sešitá jednosměrná výztuž s vynechanými vlákny - tak vznikají kanálky pro snadnější průtok pryskyřice Kombinované výztuže vznikají sešitím několika vrstev různých výztuží. Mohou být kombinované s "vodící" výztuží z PES nebo PP rouna. Semisendvičové materiály Na rozdíl od sendvičových pěn jde o jádro, které se částečně prosycuje pryskyřicí. Měrná hmotnost je ovšem podstatně nižší. Sendvičové materiály Pěnové termoplastické desky. Nutná perforace aby docházelo k vyrovnání tlaků po obou stranách deska a kompletnímu prosycení výztuže výrobku. Stavba forem Jedná se o nejdůležitější část výroby kompozitních plastů. Je možné organizovat výrobu na formách dodaných externím dodavatelem, ale pouze zvládnutí výroby forem umožňuje výrobci flexibilitu, která je velmi důležitá v konkurenčním prostředí. Již při konstruování výrobku je třeba brát ohled na to, jakou technologií hodláme daný produkt vyrábět a konstrukci tomu přizpůsobit. Výroba formy začíná výrobou modelu Model nám představuje tvarově věrnou kopii pozdějšího výrobku. Z hlediska četnosti použití je možno je rozdělit na jednorázové modely a modely pro vícenásobné použití. Od toho se odvíjí výběr vhodného materiálu a technologie pro výrobu. V dnešní době se ruční výroba modelů ze dřeva stále více přesunuje k výrobě CNC stroji, jako materiál jsou používané tvarově velmi stálé hmoty jako např MDF, umělé dřevo atd. Při použití moderních metod konstruování pomocí počítače lze využít, popřípadě upravit data pro CNC stroj, který pak vyrobí naprosto přesný model dle výkresu. Takto vyrobený model je dále nutno povrchově upravit – dle požadavků na kvalitu povrchu finálního výrobku. Jaký model, taková forma, jaká forma, takový výrobek. Povrch se většinou upravuje stříkacím tmelem, plničem pórů a finálním emailem – akrylátovým, PU, epoxy.

76

Všeobecné požadavky na model Tvarová stabilita Je dána použitým materiálem a konstrukcí modelu. Model musí být vyroben z tvarově stálého materiálu, musí být dostatečně mechanicky odolný – manipulace… Už při konstrukci modelu, zejména u velkoplošných, je třeba kalkulovat se smrštěním výrobku. Konečné smrštění výrobku ovlivňuje mnoho faktorů – tvar výrobku, tloušťka stěny, rychlost reakce při vytvrzení, druh pryskyřice, druh výztuže, jak dlouho výrobek zůstane na formě, zda používáme odkládací palety, které drží tvar výrobku po sejmutí a tak dále. Tento jev se nám projeví spíše u rychlých technologií – RTM, LRTM, kde se dá počítat se smrštěním až 3 promile. Kvalitní povrch Povrch modelu tvoří povrch formy. Čím nižší kvalita povrchu modelu, tím více práce s formou – následné leštění a broušení. Tepelná odolnost Během vytvrzování laminátu formy dochází k nárůstu teploty. Forma by měla být z materiálu, který je schopen vydržet 130-150°C Chemická odolnost Forma musí odolávat organickým rozpouštědlům. Nízká hmotnost U rozměrných forem je nutno pamatovat na pozdější manipulaci Okrajová geometrie formy U forem pro vakuové technologie je nutno počítat s dosedacími plochami pro druhou polovinu formy. Tato „příruba“ je široká cca 15 cm. Na modelu v těchto místech nalepíme profily, které nám na formě vytvoří dutiny pro založení těsnících profilů, eventuelně rozvodné kanálky pro pryskyřici a vakuum. Postup výroby formy Vlastní výroba spodního dílu formy je prakticky shodná s postupem výroby formy pro ruční laminaci.

Dutinu pro výztuž vytvoříme například pomocí voskových folií

77

Důležitá je okrajová geometrie formy

Dále nalepíme profil pro drážku těsnění

Profil pro druhé těsnění

78

Vytvoříme profil kanálu z MDF

Pak laminujeme druhou polovinu formy

Po sejmutí druhé poloviny nalepíme do příslušných drážek těsnící profily 79

Hotová sestavená forma

Na horní polovině formy ještě umístíme vtok pryskyřice a otvory pro aplikaci vakua. Následuje zaběhnutí formy a uvedení do běžného provozu.

80

NEW STRUCTURAL MMA ADHESIVES AS FULL TECHNICAL AND ECONOMIC REPLACEMENT FOR ALL STRUCTURAL AND SEMI STRUCTURAL BONDING OPERATIONS Ing. Christof Mayer Mayer& Mayer HandelsGmbH, Markt Allhau, Austria, www.bondingexperts.at 6sigma Black Belt, owner or Mayer & Mayer HandelsgmbH, co-owner of EBS – Europe, www.acralock.eu

ABSTRACT In the last century beside the classic joining methods of same, similar and different materials as mechanical fasteners (like rivets, bolts and screws), fusion methods (welding, soldering, etc.) and others (like wet tabbing for FRP`s), pure bonding operation became more and more important for state of the art industrial manufacturing. In general we have to set apart the classic sealing operations which are mainly used in combination with the classic joining methods from the real structural bonding operations which have to be separated into the 3 big groups connected to the final field of application.   

High Performance Structural Bonding, Structural Bonding Elastic/Semi - Structural Bonding

Classic room temperature cure adhesives based on pure MMA technology are already on the market since more than 50 years. Due to their basic product properties and technical advantages compared to others, these MMA adhesives fixed partly their position in the structural bonding field where room temperature curing systems were applicable but they were never able to establish themselves in the other 2 areas of applications which are historically covered by Polyurethane, MS, Silicones, Epoxy and Hybrid adhesive types. The main topics and basic requirements to be fulfilled to cover all 3 areas are summarized as follows: Elastic / Semi – Structural Bonding: Mechanical properties:

Classic adhesive types:

Tensile strength

Low, around 4 – 6 MPa

Elongation:

High, up to 400 %

Peel:

Medium to high

Creep:

Very Low, < 10 %

Fatique:

Medium

Gapfill:

Medium to high

2 K, low strength Polyurethanes 2 K Silicones 2 K MS Polymers, Hybrids

81

1 K Adhesive Sealant systems Climate resistance:

Limitations at low and high temperatures(mostly -20°C to + 90 °C) and humidity

Handling:

Surface Abrasion, required

Activators and Primers

Long Curing times Strong limitations on bondable substrates Structural Bonding:

Mechanical properties: Tensile strength: Medium, around 10 – 20 MPa

Elongation:

Medium, 100 - 250 %

Peel:

Medium to high

Creep:

Medium, up to 45 %

Fatique:

High

Gapfill:

Low to high

Classic adhesive types:

2 K, medium and high strength Polyurethanes 2 K MMA`s, Epoxy Hybrids, Classic Epoxies

Climate resistance: Very good over a wide range of temperatures depending on adhesive type up to -55°C to +120°C for some classic MMA`s Handling:

Surface Abrasion, Activators and Primers partly required Classic MMA`s NO/Little preparation Medium to short curing times Partly strong and little limitations on bondable substrates

High Performance Structural Bonding:

Mechanical properties: High, around 20 – 35 MPa

Elongation:

Medium, 10 - 80 %

Peel:

Low to Medium

Creep:

Medium, up to 60 %

Fatique:

Low to Medium

Gapfill:

Very Low to Low

Classic adhesive types:

Tensile strength:

2 K, high strength Epoxies 2 K, very low Elongation MMA`s

Climate resistance: Depending on adhesive type high temperature resistant but low on humidity/heat cycles Handling:

Surface Abrasion, Activators and Primers partly required Partly very long curing times Strong limitations on bondable substrates

82

The new developed, patented, unique range of pure MMA adhesives, manufactured by the American company Engineered Bonding Solutions, LLC under the brand name ACRALOCK can cover the most of above mentioned topics.

In addition, the whole range outperforms competitive adhesive systems as follows: – – – – – – –

Higher peel resistance than PU`s and Epoxies Similar creep resistance like Epoxies Much higher fatique resistance than PU´s and Epoxies Kataplasmacycletest resistance on most metal surfaces Low limitation on bondable substrates Less surface preparation Fast room temperature cure

The lecture will describe a new generation of MMA adhesives and will show with some one by one comparisons with the classic used adhesives in several case studies the technical and economic advantages of them and will bring close, how this new MMA generation can satisfy most of structural and semi - structural bonding demands by technical as well as environmental and economic points of fiew.

83

POVRCHOVÁ ÚPRAVA LAMINÁTŮ S POUŽITÍM POLYURETANOVÝCH NÁTĚROVÝCH HMOT SURFACE TREATMENT LAMINATES USINGPOLYURETHANE COATINGS Ing. Jan Skoupil, CSc., Ing. Jiří Husák, CSc., S.K., Ing. Ivan |Beránek, Ing. Blanka Orságová, SYNPO, a.s., S. K. Neumanna 1316, Pardubice

Nátěrový systém Akrylmetal patří k tradičním výrobkům SYNPO, a.s. Pardubice. Nátěrový systém Akrylmetal obsahuje dvě výrobkové řady – konveční a vodou ředitelnou. Tento nátěrový systém se uplatňuje především v oblasti vysoce kvalitního průmyslového lakování. Do této oblasti patří lakování plastových dílů motorových vozidel a zemědělských strojů, laminátových výrobků a jiných netradičních substrátů, např. skla, neželezných a barevných kovů apod. Obě výrobkové řady nátěrových hmot Akrylmetal jsou formulovány pronanášení za využití nanášecích zařízení s vysokou přenosovou účinností, vzduchovým stříkáním s podporou elektrostatiky, vysokotlakými stříkacími zařízeními, vysokoobrátkovými zvonky atd. Obě výrobkové řady jsou formulovány převážně s použitím akrylátových pryskyřic, které svými vlastnostmi propůjčují upravenému povrchu vynikající vlastnosti. Při extrémních požadavcích na užitné vlastnosti nátěrových hmot Akrylmetal mohou být tyto modifikovány přídavkem nanočástic oxidu křemíku. Pojivovou složku nátěrových hmot tvoří podle typu nátěru různě odolné druhy polymerů. Působením povětrnostních vlivů tyto polymery podléhají degradaci, podle své kvality různou rychlostí. Degradace pojiva se projevuje ztrátou lesku nátěru a vytvářením bílé, křídě podobné vrstvy na povrchu nátěru. Podle kvality použitých pigmentů zároveň může docházet vlivem UV záření také ke změně barevného odstínu. Jednou z běžně používaných metod pro urychlené posouzení odolnosti nátěrů vůči vlivům vnějšího prostředí je vystavení zkoušce na tzv. QUV-panelu. Vzorky jsou vystaveny záření UV fluorescenční lampy a změnám teploty s kondenzací vlhkosti. Takto jsou modelovány povětrnostní vlivy, které se vyskytují, když je nátěr vystaven slunečnímu svitu, dešti, rose apod. Obvyklá doba je 2000 hodin, což odpovídá cca 8 rokům vystavení vlivu venkovního prostředí. Při expozici se v pravidelných intervalech (obvykle po 500 hodinách) hodnotí změny lesku a barevného odstínu oproti vzorkům bez expozice. U nejkvalitnějších dvousložkových polyuretanových barev, které se používají také např. k lakování automobilů, jsou změny lesku a barevného odstínu po 2000 hodinách expozice malé, necvičeným okem těžko rozeznatelné. U polymerních kompozitů, jejichž povrch tvoří polyesterové gelcoaty je situace jiná. V grafu na Obr. 1 jsou zaznamenány změny lesku a barevného odstínu v průběhu expozice po dobu 2000 hodin tří typů běžných komerčních gelcoatů a jednoho typu gelcoatu s vyšší odolností. V grafu na Obr. 2 jsou pak pro srovnání zaznamenány změny lesku a barevného odstínu vzorků dvousložkových polyuretanových nátěrových AKRYLMETAL LV EM 020 určených pro tzv. kvalitní průmyslové lakování ve stejných odstínech RAL jako exponované gelcoaty.

84

U exponovaných gelcoatů došlo po 1500 hodinách k značné degradaci pojiva, nátěry úplně ztratily lesk a potáhly se bílou, křídě podobnou vrstvou. Ztratily tedy svou funkci, jak ochranou, tak i dekorativní. Změna lesku při expozici v QUV panelu

Změna barevného odstínu při expozici v QUV panelu

100

30

Změna barevného odstínu E (-)

90 80

Lesk 60° (%)

70 60 50 40 30 20

25

20

15

10

5

10

Doba expozice (hod)

2000

1500

1000

0

2000

1500

1000

500

0

500

0

0

Doba expozice (hod)

Standardní gelcoat RAL 5015

Standardní gelcoat RAL 1018

Standardní gelcoat RAL 5015

Standardní gelcoat RAL 1018

Standardní gelcoat RAL 6018

Kvalitní gelcoat RAL 6005

Standardní gelcoat RAL 6018

Kvalitní gelcoat RAL 6005

Obr. 1: Změny lesku a barevného odstínu při expozici gelcoatů v QUV-panelu

Změna lesku při expozici v QUV panelu

Změna barevného odstínu při expozici v QUV panelu

100

30

Změna barevného odstínu E (-)

90 80

Lesk 60° (%)

70 60 50 40 30 20

25

20

15

10

5

10

Akrylmetal LV EM 020, RAL 5015 Akrylmetal LV EM 020, RAL 6018

Akrylmetal LV EM 020, RAL 1018

2000

1500

1000

500

2000

1500

1000

500

0

Doba expozice (hod)

0

0

0

Doba expozice (hod)

Akrylmetal LV EM 020, RAL 5015

Akrylmetal LV EM 020, RAL 1018

Akrylmetal LV EM 020, RAL 6018

Obr. 2: Změny lesku a barevného odstínu při expozici dvousložkových olyuretanových barev

Při požadavcích na dosažení vysoké odolnosti povrchu laminátových výrobků vůči povětrnosti lze zvolit některou z následujících strategií: – –

použití vysoce kvalitních barevných gelcoatů odolných proti UV-záření; použití standardních typů barevných gelcoatů a jejich přelakování kvalitním dvousložkovým polyuretanovým bezbarvým lakem;

85

–

použití levného bílého gelcoatu a jeho přelakování kvalitním dvousložkovým polyuretanovým vrchním emailem – toto řešení nabízí možnosti barevné úpravy v široké škále odstínů, dodržení shody odstínu v jednotlivých výrobních šaržích, možnosti použití efektních pigmentů apod.

Ze zkušenosti víme, že gelcoaty mají ve srovnání s vrchními laky mnohem horší kvalitu povrchu – na povrchu jsou četné drobné prohlubně, póry - viz foto z mikroskopu na Obr. 3. Tyto vady povrchu zapříčiňují problémy při lakování – na místě pórů se tvoří krátery a vpichy (pin holes). Při lakování kompozitních výrobků je nutné řešit následující problémy:    

eliminace výše uvedených povrchových vad gelcoatů např. s použitím tzv. „ucpavačů pórů“; předúprava povrchu spočívající zejména v odstranění zbytků separátorů, které zhoršují přelakovatelnost povrchů; kontrola přilnavostí vrchního laku ke gelcoatu a řešení případných problémů této mezivrstvové adheze, např. s použitím tzv. adhezních promotorů. obvykle užívaný postup lakování s použitím plniče je pracný, časově náročný a nákladný, proto je účelné hledat levnější výše navržené postupy řešení.

Obr. 3: Snímek povrchu gelcoatu pod mikroskopem - zvětšení 20x

Cílem naší přednášky je posluchače seznámit s některými zajímavými produkty určenými k povrchovým úpravám laminátů. V přednášce bude také upozorněno na některé nové trendy v oblasti snižování hodnoty VOC v konvenčních nátěrových. Další podrobnější informace najdete na webových stránkách www.akrylmetal.cz.

86

MOŽNOSTI VYUŽITÍ NETKANÝCH UHLÍKOVÝCH VÝZTUŽÍ V KOMPOZITECH THE POSSIBILITY OF USING NON-WOVEN CARBON REINFORCEMENT IN COMPOSITES Ing. Richard Moravec, Havel Composites CZ s.r.o.

ANOTACE: Ukazuje se, že užívání tkaných uhlíkových výztuží s sebou přináší některé nechtěné jevy, jako je např. velká spotřeba pryskyřic, prolisování vzoru úpletu nebo horší tvarovatelnost. Nevýhody tkaných výztuží se daří eliminovat použitím netkaných jedno a vícesměrných materiálů. Článek se věnuje porovnání vlastností konvenčních kompozitů z uhlíkových tkanin s kompozity s netkanou uhlíkovou výztuží. Popisuje možnosti využití netkaných materiálů získaných technologií Carboline pro některé specifické výrobky. Technologie Carboline umožňuje získání ultralehké uhlíkové pásky rozšířením svazku vysoce kvalitních uhlíkových vláken 830 TEX, 24K až do šíře 75mm. Jednotlivé pásky pak mohou být skládány podle potřeb jakýmkoli směrem, navolit lze i počet vrstev. Použitím získané netkané výztuže lze snadno docílit hladkého povrchu kompozitu bez nutnosti použití gelcoatu, posílení směrových vlastností bez navýšení hmotnosti. Uplatnění se naskýtá u nízkohmotnostních výrobků s důrazem na vysokou pevnost, nárazovou odolnost, tenké stěny a nižší náklady.

ANNOTATION: It turns out that the use of woven carbon reinforcement brings with it some unwanted phenomena as e.g. high consumption of resins, expression pattern fabric or worse moldability. Disadvantages of woven reinforcement can be eliminated by using a one- or multi-directional nonwoven materials. The article deals with comparing the performance of conventional composites of carbon fiber with composites of non-woven carbon reinforcement. Describes the possibilities of nonwovens technology acquired Carboline for some specific products. Carboline technology allows obtaining ultra-thin carbon tape by expansion bundle of highquality carbon fiber TEX 830, 24K up to a width of 75mm. Then the strips may then be stacked according to the needs in any direction, the number of layers can be selected. Using the obtained non-woven reinforcement can easily produce a smooth surface of the composite without the use of gelcoat, enhancing the directional properties without increasing weight. It could be apply for light-weight products with emphasis on high strength, impact resistance, thin walls and lower costs.

Klíčová slova:

Carboline, Karbon, netkané výztuže, kompozity, jednosměrné, vícesměrné

Keywords:

Carboline, Carbon, non wowen reinforcements, composites, unidirectional and multiaxial

87

SPOLEČNOST HAVEL COMPOSITES CZ S.R.O. Společnost byla založena v roce 1989, jako soukromý podnik reprezentanta v rychlostní kanoistice Miroslava Havla, s minimálním počtem zaměstnanců. Původní zaměření byla výroba a opravy speciálních sportovních potřeb, především lodí, pádel, vesel apod. Od roku 2000 je společnost Havel Composites CZ s.r.o. zaměřena na široké spektrum klientů v oboru kompozitní výroby. Vlastní výroba byla rozšířena a v současnosti zvládá produkovat nejrůznější kompozitní komponenty od sportovních potřeb, až po náročné díly pro leteckou a železniční dopravu. V rámci rozšiřování působnosti je společnost schopna zajistit opravy a výrobu nejrůznějších kompozitních produktů. Dále se společnost zaměřila na vybudování velkoobchodu, který v současnosti pokrývá většinu dostupných materiálů pro výrobu kompozitních výrobků od polyesterových a epoxidových systémů, přes skelné a uhlíkové výztuže, až po sendvičové materiály a všemožné nářadí, pomůcky a jiné příslušenství. Kromě vlastních produktů obchoduje společnost Havel Composites též s výrobky známý značek: R&G; Hexion; Interglas; 3A; Robuso, Kordárna, Siltex, AOC, Velox a Diatex. V rámci zkvalitňování služeb zákazníkům poskytuje společnost poradenské služby v oblasti technologií a technickou pomoc a servis při dodávkách nových materiálů a technologií. Pro snadnější obsloužení evropského trhu je provozována pobočka v Polsku a partnerský prodej na Ukrajině a Slovinsku. Klienti dnes mohou využívat moderní webovou aplikaci, která obsahuje mnoho informací o dostupných technologiích, materiálech a nářadí.Většinu materiálů a nářadí si zájemci mohou objednat přímo v e-shopu.

88

TECHNOLOGIE CARBOLINE: Využívá systém roztahování standardního uhlíkového vlákna TohoTenax® do pásků, které mohou být skládány směrově dle potřeby. Pro rozšiřování bývají používána vlákna vysokopevnostní IMS65, vysokomodulová UMS40 a se středním modulem HTS40. Při roztažení dochází k rozprostření uhlíkových vláken až do šíře 75 mm. Např. při použití vlákna IMS65 zůstávají zachovány všechny důležité vlastnosti (24K vláken, 830 TEX, pevnost v tahu 6000 MPa, modul pružnosti v tahu 290 GPa, protažení 2, 1% a hustota 1,78 g/cm3 ).[3.] Výsledkem je materiál, vhodný a používaný v sendvičových konstrukcích. Vzhledem k jednotné struktuře CARBOLINE je povrch částí oproti použití tkaných výztuží hladký i bez gelcoatu. Velmi nízká tloušťka monovrstvy od 0, 014 mm umožňuje vytvářet symetrické balíčky rozměrově stabilních struktur o tloušťce 0, 05 mm, stabilní dvou vrstvý systém má velmi nízkou měrnou hmotnost od 26g/m2. Výhody oproti tkaným výztužím

• • • •

•

Přímočará vlákna bez ohybů v oblasti prolínání zvyšují pevnost a činí výrobek rozměrově stabilní i při změnách teploty. V suchém stavu se Carboline neroztahuje a nerozpadá do vláken, což umožňuje přesné řezání i těch nejmenších částí. Vícevrstvé materiály jsou vytvářeny libovolným směrovým uspořádáním monovrstev o minimální měrné hmotnosti 12 g/m2. Výztuž může být vyrobena z jedné nebo více vrstev, které mohou být umístěny v místech na listu podle osnovy. Je možná kombinace i s jednosměrnou tkaninou 120g/m2. Carboline se vyrábí v listech je 3100 × 600 mm s možností vyrobit menší list podle osnovy ke snížení případného odpadu.

1Obr. 1 Směrové uspořádání vrstev zamezuje deformacím vlivem teplotních změn.

89

PŘÍKLADY POUŽITÍ V KOMPOZITECH Netkané uhlíkové výztuže nachází uplatnění v kompozitech, u kterých je kladen vysoký důraz na pevnost a nízkou hmotnost. Především se jedná o součásti jízdních kol, uhlíkových tyčí a rybářských prutů, létajících modelů a např. dronů, závodních kajaků a dílů kosmických zařízení.

Obr. 2 Příklad uspořádání vrstev Carboline pro zvýšení odolnosti tyčových kompozitů.

Dobré výsledky byly získány za použití dílů s výztuží Carboline u experimentálních solárních panelů s koncentrátorem lineárního světelného toku na principu Fresnelovy čočky. Pro výrobu solárního panelu bylo využito skladby 3 vrstev Carboline v uspořádání 0°; +90°; 0° měrná hmotnost nenasycené výztuže byla 58g/m 2. Byla použita prepregová technologie s vytvrzením v autoklávu, míra prosycení epoxidovým systémem byla 40%. Výsledkem bylo vytvoření plně funkčního solárního panelu 420x430x37 mm o velmi nízké hmotnosti 83g. 1m2 plochy solárního panelu by tak vážil 125g. [1.]

Obr. 3 Příprava solárního panelu

90

VARIANTY PRODUKTŮ CARBOLINE Netkané výztuže Carboline se vyrábí v několika základních variantách, jejich přehled je uveden v tab.1. Distributorem produktů Carboline je Havel Composites CZ s.r.o. [2.] Tab. 1 Přehled základních produktů Carboline

Varianta IM001 IM002 IM003 IM004 IM005 IM006 IM007 IM008 IM009 HM001 HM002 SM001 SM002 SM003

Název SC 26 2/45 SC 26 2/45 reverzní SC 38 3/0,90,0 SC 39 2/45 SC 39 2/45 reverzní SC 39 2/30 SC 39 2/30 reverzní SC 59 3/45,0 SC 59 3/45,0 reverzní SC HM 39 2/45 SC HM 39 2/45 reverzní SC 75 2/45 SC 75 2/45 reverzní SC 110 3/45,0

Hustota, g/m² 26 26 38 39 39 39 39 59 59 39 39 75 75 110

Typ vlákna IMS65 IMS65 IMS65 IMS65 IMS65 IMS65 IMS65 IMS65 IMS65 UMS40 UMS40 HTS40 HTS40 HTS40

Počet vrstev 2 2 3 2 2 2 2 3 3 2 2 2 2 3

Orientace vláken ve vrstvách +45°; -45° -45°; +45° 0°; +90°; 0° +45°; -45° -45°; +45° +30°; -30° -30°; +30° +45°; -45°; 0° -45°; +45°; 0° +45°; -45° -45°; +45° +45°; -45° -45°; +45° +45°; -45°; 0°

Rozměry listu,mm 3100 x 600 3100 x 600 3100 x 600 3100 x 600 3100 x 600 3100 x 600 3100 x 600 3100 x 600 3100 x 600 3100 x 600 3100 x 600 3100 x 600 3100 x 600 3100 x 600

Existuje možnost vyrobit speciální uhlíkovou voštinu z materiálu Carboline s hustotou 25 kg/m3. Carboline voština nachází uplatnění u odlehčených teplotně stabilních konstrukcí.

ZÁVĚR Netkané uhlíkové výztuže Carboline jsou ideálním řešením pro kompozitní díly, u kterých je potřeba dosažení nejnižších hmotností. Volbu konkrétní výztuže je třeba konzultovat se zástupci Havel Composites CZ s.r.o.

PODĚKOVÁNÍ Vladimiru Gavrilkovi za poskytnutí potřebných materiálů.

ZDROJE 1. GAJDAČUK, V.Е. a A.V. KONDRATJEV. Rasčet kompozitnoj testovoj paneli solnečnoj batareji s linejnymi koncentratorami svetovovo potoka na osnove linz frenelja: Techničeskij otčet. 2013. 2. Havel Composites: Uhlíkové tkaniny > Multiaxiální. [online]. [cit. 2015-03-30]. Dostupné z: http://www.havel-composites.com/shop/45-home/0-list.html 3. Tenax Kohlenstofffasern : Toho Tenax Europe GmbH. [online]. [cit. 2015-03-30]. Dostupné z: http://www.tohotenax-eu.com/produkte/tenax-kohlenstofffasern.html

91

STROJNÍ ZAŘÍZENÍ PRO PULTRUZNÍ TECHNOLOGII Bronislav Foller,

FOLLER,s.r.o.

Úvod Technologie pultruze Pultruze (angl. Pultrusion) je technologie umožňující výrobu tažených kompozitních profilů na bázi polymerních reaktoplastických matric vyztužených kontinuální skleněnou, uhlíkovou, polymerní nebo kombinovanou výztuží v podobě svazků přímých nekonečných vláken tzv. rovingů, netkaných textilií - rohoží, tkanin, pletenin, povrchových roušek a jejich kominacemi. Její princip spočívá v odvíjení výztuže ze zásobníku, jejím předtvarováním a následném prosycení pryskyřicí v impregnační lázni. Dále pak tvarováním a protahováním této prosycené výztuže vyhřátou formou, ve které dochází ke kontinuálnímu vytvrzování pryskyřice ve výsledný profil. Jedná se o kontinuální vysoce produktivní, automatizovanou technologii umožňující cenově efektivní hromadnou produkci kompozitních profilů. Touto technologií se vyrábí kompozitní profily nejčastěji na bázi isoftalických polyesterových pryskyřic vyztužených skleněnými rovingy a rohožemi. Běžné profily mají tloušťku do 10 mm a rozměry do 1000 x 300 mm např. tvary I, U, T, L, trubky, jekly apod. Byly vyrobeny i profily „I 1000“ mm (s dutou stojinou) s kombinovanou výztuží sklo / uhlík - firma Strongwell, USA, (Oceněno „JEC Paris 1999“). Výhodou u těchto kompozitů jsou v některých ohledech unikátní materiálové vlastnosti. Hlavní uplatnění nachází tyto profily ve stavebním, elektrotechnickém, automobilovém a chemickém průmyslu. Pultruze představuje vysoce produktivní technologii umožňující výrobu tvarově téměř velmi rozmanitých kompozitních profilů. V současné době existuje ve světě celá řada originálních technologických řešení pultruze [1]. V následujících odstavcích bude popsán základní technologický řetězec.

Technologické zařízení Zásobníky výztuží Zásobníky výztuží jsou konstruovány pro jednotlivé typy výztuží. Pro rovingy se používají universální zásobníky v podobě regálů, kde jsou vertikálně uloženy samonosně navinuté cívky, s centrálním odvinem vlákna. Určitou nevýhodou tohoto řešení je pro některé technologie nevýhodný odvin vlákna ze středu cívky, který vykazuje osové zákruty. Pro některé aplikace se používají cívky uložené horizontálně, s tangenciálním odvinem. Vlákno je vedeno v cívkovnici systémem vodících desek s otvory opatřenými kluznou vložkou nejčastěji keramickou nebo teflonovou. Tah vlákna je regulován brzdnými tyčemi, kde se brzdná síla mění změnou velikosti úhlu opásání tyče. Úhel opásání je zejména důležitý pro uhlíkové rovingy, které jsou na něj citlivé vzhledem ke své “křehkosti”. V extrémních případech, kde to technologie vyžaduje, jsou z důvodu snížení třecích sil cívky motoricky poháněny a napětí ve vláknech je monitorováno a regulováno. Počet cívek v běžné cívkovnici je 300 - 600 cívek což odpovídá asi 6 – 12 tun výztuže. Zásobníky pro ostatní typy výztuží jsou řešeny jako samostatné přípravky pro jednotlivé typy profilů. Jedná se o konstrukce zajišťující odvin různých šířek rolí rohoží, tkanin a povrchových roušek uložených dle potřeby horizontálně nebo vertikálně.

92

Impregnační lázeň Impregnační lázeň je nejdůležitější část technologického procesu, neboť kvalita profilů závisí na dokonalém prosycení výztuže pryskyřicí. Lázeň může být řešena jako vana se vstupem a výstupem vláken mimo úroveň osy formy (obr. 1a). Vlákna vstupují se shora do lázně a pak z ní vystupují nebo jako souosá lázeň, kde impregnovaná výztuž prochází lázní v ose formy. Mimoúrovňová impregnační lázeň se používá u jednoduchých tyčových profilů. Její výhodou je jednoduché konstrukční řešení. V případech složitějších profilů se používá převážně souosá lázeň (obr. 1b). Nevýhodou tohoto řešení je, že pryskyřice neustále protéká lázní ven v místech vstupu a výstupu vláken do vany a proto musí být opatřena oběhovým čerpadlem. Oba typy se používají jako horizontální. U složitějších profilů se používají tandemové a paralelní vícenásobné impregnační jednotky pro individuální prosycování složitějších systémů výztuží.

a. Obr. 1

b.

a. Impregnační vana s mimoosým vstupem a výstupem vláken b. Impregnační vana se souosým průchodem vláken

Vlastní podstata impregnace uvnitř lázně spočívá ve vedení výztuže systémem horizontálních a vertikálních prosycovacích tyčí, které svým rozmístěním nutí výztuž měnit směr za kontinuálního tahu a tím i lépe prosytit jádro vlákenné výztuže. Vzhledem k tomu, že některé typy pryskyřic mají za normální teploty vysokou viskozitu, bývají lázně předehřívány na vyšší teplotu v rozmezí 20°C - 60°C. Pro účinnější prosycení bývají v některých případech vyhřívány přímo prosycovací tyče, u kterých vlivem zvýšené lokální teploty dochází ke snížení viskozity a k lepšímu impregnačnímu efektu. Způsob předehřevu bývá buď kontaktní, nebo radiovými vlnami. U technologie RIP (Resin Injection Pultrusion) respektive IP (Injection Pultrusion) je impregnace prováděna přímo ve vstupní části formy v tzv. impregnační zóně.

93

Obr. 2 Forma pro trubku s impregnační zónou pro technologii RIP.

Tvarovače výztuže - preformery Prosycená výztuž je po výstupu z impregnační lázně předtvarovaná v systému předtvarovače nebo-li preformeru do profilu vhodného pro vstup do formy. Systém preformerů bývá nejkomplikovanějším uzlem technologie [1]. V žádném případě nesmí preformer poškodit výztuž. Musí zajistit požadované rozložení výztuže v průřezu profilu a umožňovat technologické zásahy během tažení jako např. navazování výztuží, korekci vyosení apod. Preformery bývají konstruovány dvojím způsobem: deskové (obr. 3a) a klecové (obr 3b). Deskové jsou jednoduché konstrukce a používají se pro většinu jednoduchých plných profilů. Jsou složeny z několika desek 3 – 6 s odstupňovaným tvarem profilu. Velmi důležité je aby obecně všechny kluzné plochy tvarující nebo vodící výztuž měly minimální drsnost povrchu (Ra = 0,2 - 0,8).

a. Obr. 3

b. a. Soustava deskových preformerů b. Soustava klecového systému preformeru

Klecové preformery jsou používány u složitějších profilů a trubek. Jedná se o několika zónový systém vodících tyčí uskupených tak, aby za plynulého pohybu tvarovaly výztuž do požadovaného tvaru. Mohou být dělené tandemové, sdružené umožňující ovíjení výztuže u

94

speciálních aplikací. Hlavními konstrukčně technologickými parametry preformeru je redukce průřezu za preformerem a počet tvarovacích zón.

Formy Formy pro pultruzi jsou relativně konstrukčně jednoduché. Jedná se v podstatě o průchozí formovací dutinu. Toto tvrzení samozřejmě neplatí pro vícekomorové duté profily nebo pro velkorozměrové profily. Hlavními konstrukčně technologickými parametry obecné pultruzní formy jsou: vstupní zóna, kompresní zóna, vytvrzovací zóna, třecí zóna a výstupní zóna. Formy mívají délku v rozmezí 400 - 2000 mm, běžně 800 - 1200 mm. Počet profilů ve formě bývá 1 – 20. Forma je vytápěna buď přímo a to elektricky nebo horkým olejem nebo nepřímo příložnými elektrickými topnými deskami. Mívá dvě až čtyři vytápěcí zóny někdy i chladící zóny. Pracovní teploty forem se pohybují od 80°C - 200 °C. Formy se vyrábí z běžných nástrojových ocelí, povrch tvářecí dutiny se kalí na 58– 62 HRC. Obecně musí tvářecí dutina formy odolávat vysokému abrazivnímu opotřebení. Vysokoproduktivní technologie využívají forem z levnějších konstrukčních ocelí, ale povrch je následně natvrdo pochromován. Tloušťka chromových vrstev bývá v rozmezí 15 - 60 μm. Pro složité profily mívají formy vyhřívaná jádra a optimalizovaný tvar a rozložení temperačních zón na základě počítačové analýzy rozložení teplot uvnitř formy. Životnost forem je závislá na mnoha faktorech opotřebení a pohybuje se v rozmezí 20 000 m - 80 000 m. Formy pro technologii RIP [Obr. 2] jsou podstatně složitější, protože mají navíc impregnační zónu předcházející bezprostředně zóně vytvrzovací. Proto musí být impregnační zóna trvale temperovaná na teplotu pod inicializační teplotu vytvrzovací reakce (max. 60°C). Toky materiálu a tepla musí být přísně řízeny aby nedošlo k vytvrzení v impregnační zóně. Toho se dosahuje kvalitním automatickým řízením přítoku pryskyřice, tažné rychlosti a řízením procesních teplot během tažení.

Tažné zařízení Tažné zařízení zajišťuje odtah profilu z formy. Je velmi důležité, aby odtah byl přesně v ose profilu, protože případná nesouosost má vliv na rozměrovou přesnost profilu. Na tažný stroj jsou kladeny náročné požadavky. Musí umožňovat velký rozsah regulace rychlosti v rozsahu 1 : 30 - 1 : 100 při síle 10 kN až 400 kN. Důležitá je rovnoměrnost pohybu tažení. Odtah bývá fyzicky vzdálen od konce formy minimálně o tři metry nebo více z důvodů chlazení vytvrzeného profilu. Profil musí být ve chvíli kontaktu s chapadly plně vytvrzený a ochlazený. Pokud nevyhovuje ochlazení v distanci, musí se ochlazovat vodou nebo proudem chlazeného vzduchu. Moderní stroje jsou vybaveny řídícím počítačem monitorujícím a řídícím veškeré procesní parametry technologie. V praxi se používají následující typy tažných strojů.

Tažné válce Odtah je řešen pomocí několika dvojic proti sobě se otáčejících válců. Tento typ odtahu je vhodný pro malé plné průřezy a kratší formy. Tažná síla je obvykle do 10 kN. Nevýhodou je malá kontaktní plocha mezi válci a profilem, která může vést k velkým měrným tlakům na profil a tím jej deformovat, což se projeví zakřivením delších profilů. Tyto stroje slouží spíše pro tažení jednoduchých profilů, nebo jako laboratorní stroje.

Tažné pásy Řešení je podobné jako u válcového odtahu, ale válce jsou opásány řemenem. Tato varianta odstraňuje některé nedostatky válcového odtahu. Hodí se opět pro menší jednoduché 95

profily. Oba typy jsou konstruovány s elektromechanickým pohonem řízeným buď stejnosměrně, nebo frekvenčním měničem podle druhu motoru. Přítlak bývá odvozen pneumaticky nebo hydraulicky. Tento princip je navíc perspektivní v modifikované podobě pro vysokorychlostní 3 D pultruzi.

Článkový pásový odtah Článkový pásový odtah tzv. „caterpillar“ je jeden z nejčastějších typů odtahu (obr. 4). Pracuje na principu protiběžných řetězů s upínacími destičkami pro plastové vložky. Je vhodný pro velké tažné síly.

Obr. 4 Odtah článkovým pásem. PULTRUMATIC C15, FOLLER, s.r.o. Používá se zejména pro velké ploché profily a deskové profily. Se systémem vyměnitelných přítlačných článků umožňuje tažení i tvarových profilů. Přítlak bývá pneumatický nebo hydraulický. Velikost přítlaku se pohybuje od 50 do 100% tažné síly. Všechny tři výše uvedené typy odtahu mají společnou jistou konstrukční výhodu spočívající v rotačním pohonu odtahu.

96

Reciprokační odtah – upínací Tento typ odtahu je nejrozšířenější a je také universální (obr.5). Pracuje na principu dvou synchronizovaných podávacích upínacích tažných systémů. Zatímco jeden táhne, druhý se vrací do výchozí polohy pro odtah aby převzal funkci prvního odtahu, až ten dojede do koncové polohy a děj se opakuje. Vlastní tah je tedy přímočarý. Velkou výhodou je možnost táhnout tvarově velmi složité profily a trubky. Měrný tlak na profil závisí na délce upínací části. Tento princip umožňuje i nezávislé tažení různých profilů, je-li upínač multifunkční. Pohon bývá většinou hydraulický, což má výhodu ve snadném řízení rychlosti odtahu, velkém poměru regulace rychlosti. Nevýhodou je hlučnost a velká energetická náročnost. Nejmodernější stroje v současnosti používají servoelektrické pohony s kuličkovými šrouby a řízením průmyslovými automaty. Servoelektrické pultrudéry umožňují tažné rychlosti od 0 do maxima s velmi citlivoiu regulací. Vykazují nejvýšší dostupnou účinnost pohonu.

Obr. 5

Odtah reciprokační. Servoelektrický stroj PULTRUMATIC R 40, FOLLER, s.r.o. CZE

Dělení materiálu Posledním článkem tažné linky je dělička profilů. Jedná se o zařízení s pohybem synchronizovaným s rychlosti odtahu profilu. U jednodušších řešení se volně posuvná pila upne přímo k pohybujícímu se profilu. U některých strojů bývá chod odtahu nakrátko po dobu řezu zastaven. Dělička bývá řešena jako vysokoobrátková kotoučová diamantová pila s kyvným pohybem do řezu a s podélným synchronním pohybem napříč profilem. Řez je prováděn na sucho s účinným odsáváním odpadu. Možný je rovněž mokrý řez. Jako nástrojů se používají téměř výhradně diamantové pily a pásy. Součástí tohoto uzlu bývá rovněž počitadlo dělených dílů a délky dílů.

97

POVRCHOVÉ EPOXIDOVÉ VRSTVY PLNĚNÉ ČÁSTICOVÝMI PLNIVY EPOXY SURFACE LAYERS FILLED WITH PARTICULATE FILLERS Mgr. Jakub Podzimek, Ing. Zdeněk Mašek Výzkumný a zkušební letecký ústav, a.s., Beranových 130, 199 05 Praha Letňany

ABSTRAKT Nejnamáhanější součástí formy pro přípravu kompozitních dílů je vnitřní vrstva formy, která se dostává do kontaktu s výliskem. Tyto formy jsou často výrobně velmi náročné na čas a ruční práci a tudíž z tohoto důvodu drahé a kondice této vrstvy pak určuje její využitelnost. Jedním ze způsobů jak zlepšit vlastnosti této vrstvy je přídavek vhodného plniva, které má zajistit kýžený zlepšující efekt.

ABSTRACT The most stressedpart of thecomposite mold is theinner layer ofthe moldthat comesinto contact with themolded pieces. Manufacturing of these moldsis time consuming and therefore average costs are depended on the properties of these layers.One way how toimprove the propertiesof these layers is the addition of a suitable fillertoprovideadesiredimprovingeffect. Klíčová slova: Epoxid, povrchová vrstva, oxid křemičitý, hlinito-křemičitany

ÚVOD Cena kompozitní formy se odvíjí hlavně od ruční práce potřebné k její výrobě. Byť je snaha při výrobě laminátů stále více uplatňovat automatizaci, pro výrobu kompozitních forem, obzvláště složitějších tvarů jako jsou např. ventilátorové lopatky, je automatizace zatím v nedohlednu. V KMT VZLU se při výrobě forem používá nebo používalo několik typů epoxidových ochranných povlaků (dále jen gelcoatů). Cena těchto gelcoatů je v porovnání s laminačními pryskyřicemi vyšší, ale při bližším studiu složení můžeme dojít k závěru, že jsou si gelcoaty s laminačními pryskyřicemi ve složení podobné, až na předpokládaná případná plniva. Při jednoduchém prvotním porovnání oděru odolnosti komerčních gelcoatů vůči laminační pryskyřici MGS 385 jsme zjistili, že laminační pryskyřice vykazuje lepší odolnosti než komerční gelcoaty. Slabinou laminační pryskyřice je její viskozita, neboť byla určena pro infuzní technologie a ne na nanášení na svislé stěny. [1] Po prvotních experimentech jsme se pokusili prozkoumat vliv více různých typů plniv na vlastnosti laminační pryskyřice. Naším cílem bylo zvýšení viskozity směsi a žádná změna nebo zlepšení oděru odolnosti.

EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST Základem pro následující experimenty byl epoxidový systém MGS LR 385 s tvrdidlem MGS LH 385 určený primárně pro infuzní technologie. Tento epoxidový systém, který je běžně ve VZLU KMT používán, se skládá z pryskyřice na bázi bisfenolu A, novolakové pryskyřice, 1,2, 3 – propantriol glycidyl etherů a 1, 4 – butandiol glycidyl etheru. Složení MGS LR 385 se blíží složení komerčně dostupných gelcoatů ve VZLU používaných. Jako druhá složka bylo použito tvrdidlo MGS LH 385 na bázi isoforon diaminu, benzylalkoholu a nonylfenolu. Dotvrzení všech vzorků probíhalo při 50°C po dobu 8 hodin a to třetí den od data přípravy. Přehled plniv uvádí tabulka

98

1. Jsou to anorganická plniva na bázi křemičitanů nebo hlinito-křemičitanů o různých rozměrech a tvarech. Některá plniva jsou opatřena povrchovou úpravou. Lupek je vypálená jílovitá hornina – kaolin s různými příměsemi. Silika je amorfní oxid křemičitý, odpad z výroby křemíku. Mletý křemen je krystalický oxid křemičitý. Wollastonit je křemičitan vápenatý. Hlavní složkou slídy je křemičitan draselný. Slída se strukturně skládá z vrstev (destiček) vázaných mezi sebou fyzikálními vazbami. Tab. 1 – Přehled testovaných plniv.

Označení

Typ materiálu

Velikost d50 nebo L50 nebo rozsah [µm]

Typ částic

Povrchová úprava

lupek 1

mletý pálený lupek

3

kulová

žádná

lupek 2

mletý pálený lupek

0-50

kulová

žádná

silika 1

pyrogenní silika

nad 45

kulová

žádná

silika 2

pyrogenní silika

0,2-0,3

kulová

žádná

silika 3

pyrogenní silika

4

kulová

žádná

silika 4

pyrogenní silika

4

kulová

epoxysilan

silika 5

pyrogenní silika

26

kulová

epoxysilan

křemen 1

mletý křemen

6

kulová

žádná

křemen 2

mletý křemen

3

kulová

epoxysilan

wollastonit 1

wollastonit

3,5

kulová

epoxysilan

wollastonit 2

wollastonit

3,5

kulová

vinylsilan

wollastonit 3

wollastonit

39

jehla

žádná

wollastonit 4

wollastonit

39

jehla

epoxysilan

wollastonit 5

wollastonit

30

jehla

trimethylsilan

slída 1

slída, muskovit

20-150

destička

žádná

slída 2

slída, muskovit

2-20

destička

žádná

Oděr byl testován na zařízení Taber Abrazer dle standardu ČSN EN ISO 7784, část 2. Při zkoušce byly použity brusné kotouče CS-10, hmotnost závaží 1 kg a postupně 250, 500, 750 a 1000 odíracích cyklů. Měřena byla hmotnost vzorku, která byla následně převedena na úbytek hmotnosti po určitém počtu cyklů. Teplota skelného přechodu byla analyzována pomocí přístroje DSC Q2000 firmy TA Instruments metodou teplotně modulované DSC. Viskozita pryskyřice s plnivem byla měřena na rotačním viskozimetru Haake Viscotester 7R plus.

99

VÝSLEDKY Při přípravě směsí jsme se snažili přiblížit vlastnostem komerčních gelcoatů. Jejich viskozita, resp. viskozita složky A bez tvrdidla, se pohybuje mezi 25000 až 90000 mPas. Pryskyřice MGS LR 385 byla postupně plněna daným plnivem a při tom byla sledována viskozita směsi i její zpracovatelnost. Vzhledem k odlišným vlastnostem plniv, viz například podíly plniva pro siliky 1 až 5 v tabulce 2, byly dosaženy různé hmotnostní podíly plniv. Klíčovou vlastností k porovnání různých typů plniv však byla oděru odolnost. Vyhodnocení se opíralo o sledování hmotnostního úbytku po maximálním počtu 1000 cyklů. Byl-li tento úbytek nižší než úbytek čisté pryskyřice, pak byl systém s daným plnivem považován za úspěšný.

Tab. 2 – Vlastnosti připravených směsí a povrchů. Hmotnostní úbytek v závislosti na počtu oděrů [mg] Označení

Tg [°C]

Podíl plniva [%]

Viskozi ta [mPas]

250

500

750

1000

čistá pryskyřice

5,2

10,3

13,4

16,5

75,85

0,00

-

lupek 1

5,9

9,9

13,4

17,2

81,86

36,60

463440

lupek 2

6,2

12,5

14,7

17,5

79,27

52,41

24526

silika 1

2,3

3,4

4,8

6,9

85,95

2,80

16129

silika 2

2,7

10,6

12,2

16,7

76,87

1,10

3080

silika 3

3,7

5,5

7,9

8,2

80,83

40,80

13127

silika 4

4,3

8,7

11,0

12,1

75,85

42,60

141723

silika 5

7,7

10,2

12,1

12,7

79,81

52,31

61346

křemen 1

7,6

11,3

13,0

14,8

81,31

43,59

33952

křemen 2

4,0

5,5

6,6

13,9

80,18

40,70

218520

wollastonit 1

13,8

17,8

21,4

24,4

80,03

44,92

248200

wollastonit 2

12,8

24,5

31,9

41,2

80,54

41,78

56955

wollastonit 3

6,7

11,4

14,9

19,3

78,50

33,50

41049

wollastonit 4

6,8

11,3

15,4

18,8

90,60

33,60

-

wollastonit 5

2,2

4,4

9,1

13,7

84,57

28,18

44686

slída 1

4,2

6,5

14,6

17,4

76,75

25,09

75190

slída 2

13,6

19,2

32,8

38,9

76,96

31,69

28621

100

DISKUZE Vztah mezi velikostí částice, podílem plniva, Tg a oděru odolností nebyl nalezen. Teplota skelného přechodu byla ve většině případů vyšší než pro čistou pryskyřici. Jako nejúspěšnější plniva se ukázaly obecně siliky a to jmenovitě silika 1, která vykázala příznivý podíl plniva, tedy nejnižší cenu náplně na 1kg směsi. Dále následovaly siliky 3, 4 a 5. Všechny siliky mají kulové částice. Siliky 1 a 3 nemají povrchovou úpravu. Siliky 4 a 5 byly povrchově upraveny epoxysilanem. Dalšími úspěšnými plnivy byly křemeny a wollastonit 5.

LITERATURA [1] Podzimek J., Mašek Z.: Properties of protective epoxy coatings modified by micro- and nanoparticle additives. Czech Aerospace Proceedings, 1/2013, 16-20.

PODĚKOVÁNÍ Tento příspěvek vznikl za podpory Ministerstva průmyslu a obchodu na dlouhodobý koncepční rozvoj výzkumné organizace.

101

DEPTH-SENSING INDENTATION AND SCRATCH HARDNESS TESTING OF POLYMERS AND POLYMER COMPOSITES Ralf Lach1, Jan Schöne1, Jan Rybnicek2, Eva Nezbedova3, Christian Bierögel4, Wolfgang Grellmann1, 4 1

Polymer Service GmbH Merseburg, Eberhard-Leibnitz-Straße 2, 06217 Merseburg (Germany) Centre of Excellence Prague s.r.o., Kocova 513/22, 181 00 Prague 8 (Czech Republic) 3 Polymer Institute Brno, Tkalcovska 36/2, 656 49 Brno (Czech Republic) 4 Martin-Luther University Halle-Wittenberg, Centre of Engineering, 06099 Halle/Saale (Germany) 2

ABSTRACT Using fast and less material-consuming depth-sensing indentation techniques different hardness values and the indentation modulus as well as time-dependent properties such as creep and relaxation selected neat and reinforced, amorphous and semicrystalline thermoplastics were comprehensively analysed in a wide range of temperature. By means of micro- and nanoindentation techniques the influence of the material (amorphous and semicrystalline polymers) and the processing on the local mechanical behaviour within welded joints and weld lines as well as in injection-moulded parts across the thickness was clearly detected. Depth-sensing scratch tests were carried out to determine the scratch resistance of polymer nanocomposites regarding the influence of the material, the sliding velocity, normal applied load and time-dependent recovery on the penetration depth and scratch hardness. Optical microscopy was utilized to determine the width of the scratch grooves and scanning electron microscopy revealed the damage features of the scratched surfaces. The scratch hardness was found to be opposite to the indentation hardness due to different microdeformation processes during indentation and scratching.

Keywords: depth-sensing indentation and scratch test, local mechanical behaviour, microdeformation mechanisms, influence of processing, loading parameters

1

INTRODUCTION

In literature, investigations dealing with indentation data depending on position, depth or temperature using depth-sensing indentation and scratch hardness testing methods have been rarely done for polymer materials. Compared to metals, joints in polymer parts have been investigated using indentation techniques only in [1, 2]. From the depth-dependent measurements in [3] using a nanoindentation approach, an increase in hardness and modulus from the surface (skin) to the core inside the samples of neat PA 6 and PA 6/nanoclay has been interpreted as a skin–core effect due to the processing (injection moulding). The influence of temperature on the indentation creep behavior of high-density polyethylene and polyamide 66 has been studied in [4] using a temperature-controlled macrohardness testing system. The aim of the present work is to demonstrate that data from different indentation techniques has to be examined carefully to be comparable. In addition, depth-dependent information about the local mechanical behaviour can be easily obtained by using different indentation techniques without any time-consuming surface preparations of the samples.

102

2 2.1

EXPERIMENTAL

MATERIALS AND SPECIMEN PREPARATION

Materials and specimenswith weld lines or welded joints. PE 100 material, a high-density polyethylene (PE) grade, was used in the form of commercial single-wall extruded plastic pipes (outer diameter: 110 mm, wall thickness: 6.3 mm)for transportation of gases (CSN EN 1555), manufactured by Pipelife Czech s.r.o. were used [5]. The welding conditions (pressure p and temperature T) of heated tool butt weldingdone at the Polymer Institute Brno were varied (optimum conditions, optimum pand lower and higher T, optimum T and lower and higher p).Rectangular specimens (80×10×6.3 mm3) across the welded region were cut from the pipesand analyzed using microindentation techniques described below. The degree of crystallization in the welded joints is 56 %, whereas that in the basic material is only 50 %. Changes in the structure due to welding are also clearly visible in the image of the welded region using polarized light.For further details see [6]. Injection moulded slabs or extruded plates (60×138×4 mm3) made from a commercial polyamide 6 grade (PA 6; supplied by Leuna Miramid GmbH) or a commercial polyvinylchloride grade (PVC; provided by SIMONA AG), respectively, were cut into two halves and subsequently re-jointed by heated tool butt welding done at the Kunststoff-Zentrum (KuZ) gGmbH Leipzig (for more information see [7]).In case of polypropylene (PP), on the one hand, compression moulded, -nucleated and non-nucleated; supplied by Polymer Institute Brno) were welded using a plate-welding installation (for further information see [1]). On the other hand, due to the two-point gating process (Arburg injection moulding machine) weld lines were formed in the middle of dog-bone shaped injection moulded specimens also made from a commercial PP. Specimens cut from electron-beam crosslinked PE (PE-X) pipes, welded by Das Kunststoff-Zentrum (SKZ) Halle/Saale using an advanced heated tool welding technique (for general information see [8]), were investigated.

Materials and specimens for hardness–depth profiles, temperature-dependent mechanical performance and depth-sensing scratch testing. The neat PA 6 and the PA 6/montmorillonite (MMT) nanocomposite (containing 3.5 wt % nanosized MMT platelets) are both commercial products produced by Polykemi AB (Sweden). The PA6/HNT (nanocomposite filler fraction: 5 wt %) is a compound of Pleximer N (a masterbatch of a PA 6 grade from BASF with 30 wt % halloysite nanotubes (HNT) from NaturalNano, USA) and neat PA 6. To study the mechanical behaviour, dumbbell-shaped specimens according to ISO 527 (specimen type 1A) were injection molded using a Battenfeld machine. Incorporation of nanofillers (regardless of MMT and HNT) into PA , the crystallization and melting temperatures, as well as the degree of crystallinity, are mainly unaffected compared to neat PA6 except for PA6/MMT, which has a somewhat lower crystallization temperature. Furthermore, HNT acts slightly as a nucleation agent. For more information see [9]. Furthermore, the hardness across both the thickness (4 mm) und the width (10 mm) of injection moulded specimens made from commercial PP homo- and copolymers was also investigated.

2.2

INVESTIGATION TECHNIQUES

Indentation tests as a function of loading and temperature. The hardness and the elastic properties of most samples (welded samples of PE grades, PA 6 and PVC; injection moulded PP 103

specimens; PP across the specimens section) were determined at room temperature using a depth-sensing Fischerscope microhardness equipped with a Vickers diamond indenter. From load–indentation depth diagrams the Martens hardness HM and indentation modulus EIT (or EIT/(1samples of compression moulded PP as well as PA 6 and the PA 6 nanocomposites across the specimens section load–indentation depth diagrams were determined using recording nanohardness testers Nanoindenter (for more information see [1]) or Nanotest equipped with a Berkovich diamond indenter, to calculate indentation hardness HIT and modulus according to the method of Oliver and Pharr [10]. To analyse the indentation behaviour of PA 6 and the PA 6 nanocomposites according to ISO 14577 in the macro-range of loading, a Zwick macrohardness testing machine was equipped with a temperature chamber and temperature controller [11]. Independently of the loading range, loading and unloading occur within 20 s to fulfil a constant small loading rate similar to the unloading rate. In the nano- and micro-range of loading, all measurements were done at room temperature, where the maximum load was fixed at 80 mN or 1 N, respectively. In the macro-range again the maximum loads were 10 N and 100 N, where the creep behaviour and hardness properties were measured depending on the temperature. The indentation creep CIT (in %) is defined as the ratio of the increment in indentation depth after the duration time of 60 s and the indentation depth after the application of the load. All samples were prepared from the specimens and polished with differently fine-grade sandpapers, and additionally with fine-grained diamond and magnesium oxide powder.

Depth-sensing scratch test. Scratch tests were carried out with the help of the Revetest Scratch Tester (CSM Instruments). The Vickers diamond indenter with the tip radius of 200 μm was used. The scratch speed and normal loads Fn ranged from 5 to 150 mm/min and 1 to 50 N, respectively. The penetration depth h, residual (plastic) depth hp and tangential force Ft was recorded by the machine. The scratch width w was measured by means of stereo stereomicroscopy. With these data, the scratch recovery R, the scratch hardness Hs and the ploughing hardness Hp as well as the apparent friction coefficient μapp could be calculated according to the procedures described in [12] in detail. For a three-dimensional visualization of the scratched grooves a digital microscope from Keyence was used. A scanning electron microscope (SEM) from Jeol (with a field emission gun; accelerating voltage: 1.5 kV) was used to analyze the damage features of the scratched surfaces.

3

RESULTS AND DISCUSSION

Hardness across weld lines or welded joints. The modulus profile of pipe grade PE 100 is shown in Figure 1 (HM shows the same trend). For different welding parameters (pressure or temperature) in comparison with optimal conditions see [6]. Both increase in welding pressure and decrease in welding temperature lead to decreasing values of HM and E moduli in the welded region compared to the optimal conditions. Sharpening of the hardness profile is evident in the material welded with higher pressure. In the other case, when the temperature was varied, an inverse trend of the mechanical properties between lower and higher temperature was obtained compared to changes in properties induced by variation in pressure. Whereas the material welded at higher temperature shows enhanced hardness in the welding area, this is not apparent in the material welded at lower temperature, which can be correlated to changes of the microstructure. Especially the influence of temperature on the crystallization process in the welding zone is an important factor for final properties.

104

For PVC and other amorphous polymers (PC and PS [2]) either microhardness (PC, PS) or both microhardness and modulus (PVC) present a minimum (PC, PS) or no change (PC, PS, PVC) in the region adjacent to the joint compared to the material outside the joint. For semicrystalline polymers (PA 6, PP, PE grades), hardness and indentation modulus mostly pass through a maximum in the weld line (injection molded PP), the welded joint (PA6, PE grades) or the heat-affected zones (compression molded PP); see Figure 1.

Hardness–depth profiles and load- and temperature-dependent indentation behaviour. From indentation testing of PA 6 and its nanocomposites at room temperature, the values of Martens hardness HM and indentation modulus EIT determined as a function of load (0.08 – 100 N) have been found to jump at the highest applied load level (i.e. 100 N), which has been interpreted as a skin-core effect due to processing, as supported by the literature [3]. From hardness–depth profiles obtained by measuring HM depending on the position across the sample thickness or applying the Vickers hardness-under-load approach [9, 13] the same conclusion can be drawn. Contrary to PA°6 materials where HM is larger in the skin than in the core, HM of PP is the largest in the core (Figure 2). This clearly indicates that – during the injection moulding process – the formation of morphological features in PA 6 materials significantly differs from that in PP. The macroindentation measurements as a function of temperature (-80 – 60 °C) have shown that both the indentation modulus and the Martens hardness decrease with increasing temperature. In comparison, the indentation creep reaches a maximum at room temperature probably due to the glass transition of the amorphous phase inside the polymer matrix or recrystallisation. Whereas the nanocomposites exhibit the highest values of modulus and hardness, the nanofillers constrain the indentation creep independent of temperature and load level (Figure 3).

Results of depth-sensing scratch test. It can be recommended that the assessment of the scratch resistance is based on multiple qualitative and quantitative data such as: penetration depth, residual depth, residual width, recovery, the dependence of residual depth on normal load, the dependence of scratch hardness on normal load or sliding speed, and damage features obtained by light or electron microscopy. The method is sensitive to the type and dimensions of nanofillers used in the PA 6 matrix (Figure 3), i.e., both MNT and HNT nanofillers improve the scratch resistance but to in a different way: MNT gives PA6 a better residual depth resistance while HNT raises its scratch hardness (i.e. reduces the scratch width). The scratch hardness is highly dependent on scratch speed, where at higher speeds and loadings the effect of nanofillers becomes more dominant. Normal loading raises the penetration depth linearly with normal load and reduces the scratch hardness. In case of the scratch hardness, after initial drop, a plateau is reached (at loads of 30 – 50 N), which can be related to the trend of the apparent friction coefficient. SEM images reveal significant differences in deformation behaviour of PA 6 nanocomposites. The ductile nature of PA 6/MNT nanocomposites, which shows several plastic flows, is probably caused by the intercalated nanostructure of the MNT silicate. In contrast, the HNT nanocomposite does not show any ridges or accumulation of material, but some parabolic tracks, ironing cracks (at the end of the path) can be observed. PA 6 exhibits a smooth surface and no pile-up due to its low yield resistance and high yield strain. For detailed information see [12].

105

ACKNOWLEDGEMENT The authors would like to acknowledge the German Research Foundation, the Grant Agency of the Czech Republic and the German Academic Exchange Service for their financial support. They would also like to thank the Kunststoff-Zentrum gGmbH Leipzig for welding the PA 6 and PVC samples, and Prof. Radusch (Martin-Luther University Halle-Wittenberg) for preparing the injection moulded PP samples with weld lines.

REFERENCES [1] T. Koch: Morphologie und Mikrohärte von Polypropylen-Werkstoffen.Mensch & Buch Verlag, Berlin (2005). T. Koch, S. Seidler: Proc. Inst. Mech. Eng. C J. Mech. Eng. Sci. 226 (2012) 385. [2] M. Boyanova, F. J. Balta Calleja, S. Fakirov, I. Kuehnert, G. Mennig: Adv. Polym. Tech. 24 (2005) 14. T. Nguyen-Chung, G. Mennig, M. Boyanova, S. Fakirov, F. J. Balta Calleja: J. Appl. Polym. Sci. 92 (2004) 3362. M. C. Garcia Gutierrez, D. R. Rueda, F. J. Balta Calleja, I. Kuehnert, G. Mennig: J. Mater. Sci. Lett. 18 (1999) 1237. [3] L. Shen, W. C. Tjiu, T. Liu: Polymer 46 (2005) 969. R. Seltzer, Y.-W. Mai, P. M. Frontini: Compos.,Part B: Eng. 43 (2012) 83. R. Seltzer, P. M. Frontini, Y.-W. Mai: Compos. Sci. Technol. 69 (2009) 1093. [4] F. Quadrini, E. A. Squeo, A. Guglielmotti: Experimental, Polym. Eng. Sci. 50 (2010) 2431. [5] R.Lach, W.Grellmann, Z.Knesl, P.Hutar, E.Nezbedova, C.Bierögel: Joining Plastics – Fügen von Kunststoffen 6 (2012) 126. [6] R. Lach, P. Hutar, P. Vesely, E. Nezbedova, Z. Knesl, T. Koch, C. Bierögel, W. Grellmann: Polimery 58 (2013) 900. R.Lach, P.Hutar, P.Vesely, E.Nezbedova, Z.Knesl, W.Grellmann: Key Eng.Mater. 465 (2011) 427. [7] W.Grellmann, C.Bierögel, R.Lach, T.Fahnert: Polymer Testing 25 (2006) 1024. [8] W.Tobias: Gummi, Fasern, Kunststoffe 54 (2001) 27. U.Wesemann: Gas–Wasserfach: Gas/Erdgas 138 (1997) 285.E.Schmachtenberg, C.Bonten: Kunststoffe 86 (1996) 1824. [9] J. Schöne, D. Tondl, R. Lach, J. Rybnicek, W. Grellmann: Polimery 59 (2014) 722. [10] W. C. Oliver, G. M. Pharr: J. Mater. Res. 7 (1992) 1564. [11] J. Schöne, R. Lach, C. Bierögel, W. Grellmann: Polymer Testing 32 (2013) 1479. [12] J. Rybnicek, R. Lach, S. R. Dominguez, D. Tondl, R. Valek, W. Grellmann: Rubber Fibres Plastics Intern. 8 (2013) 40. [13] F. Fröhlich, P. Grau, W. Grellmann: Phys. Stat. Sol. (a) 42 (1977) 79. M. May, F. Fröhlich, P. Grau, W.Grellmann: Plaste Kautschuk 30 (1983) 149.

106

4500 4000 3500 3000 2500

modulus (GPa)



modulus EIT/(1- ) (MPa)

1,9 welded joint PA6 welded joint PVC weld line PP welded joint PE-X welded joint PE 100

2000

1,8 1,7 1,6

1500

0 2 4 6 8 10 x (mm)

1000 1 2 3 4 5 6 measuring position x (mm)

Figure 1. Indentation modulus across welded joints of PA 6, PVC, PE 100 and PE-X, and weld line of PP.

2

Martens hardness HM (N/mm )

2

Martens hardness HM (N/mm )

0

90 a 80 70 60 y

50 x

40 0

90 b 80 70 60 50

homopolymer copolymer 1 copolymer 2

40

0 1 2 3 4 position y (mm)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 position yacross the sample x (mm) x

Figure 2. Hardness of PP materials depending on the cross section position across the specimen thickness (a) and width (b); polarized-light microscopic image of the specimen cross section (insert).

relative values

2,0 PA6/MMT PA6/HNT

1,5 1,0 PA6 0,5 0,0

1 IT E

2 HM

3 IT 1/C parameter

4s H

5 R

Figure 3. Ranking of indentation and scratch test data of PA 6 nanocomposites regarding the filler type.

107

VÝZKUM ADHEZE UHLÍKOVÝCH KOMPOZITŮ Z TKANINY KORDCARBON RESEARCH OF ADHESION ON CARBON COMPOSITES FABRIC KORDCARBON Rusnáková, S1*., Žaludek, M1., Fojtl, L1. Čapka, A1., Drábek, M.2 1

Ústav výrobního inženýrství FT UTB ve Zlíně, náměstí T. G. Masaryka 275, 762 72 Zlín Česká republika, *[email protected] 2

KORDÁRNA Plus a.s., Velká nad Veličkou 890, 696 74, Česká republika

ABSTRAKT Příspěvek se zabývá studiem adheze a mechanických vlastností uhlíkové tkaniny českého výrobce KORDCARBON a vybraných druhů epoxidových pryskyřic. Cílem je srovnání experimentálně stanovených vlastností KORDCARBONU s ohledem na světové výrobce uhlíkových tkanin. Aktuální situace v oblasti kompozitních materiálu je značně ovlivněna nestejnoměrnou kvalitou dodávaných tkanin, která se promítá do výsledných mechanických a technologických vlastností výsledných produktů. Vliv technologie výroby na celkovou kvalitu výsledných produktu z uhlíkových tkanin je srovnán kromě mechanického testu i pohledem do vnitřní struktury. Klíčová slova: uhlíková tkanina, adheze, matrice, pevnost

ABSTRACT The paper deals with the study of adhesion and mechanical properties oncarbon fabricfrom Czech manufacturer KORDCARBON and selected types of epoxy resins. The aim is to compare the experimentally determined properties KORDCARBONU reflecting the global carbon fibre manufacturer. The current situation in the field of composite materials is greatly influenced by the uneven quality of supplied fabrics, which is reflected in the resulting mechanical and technological properties of the resulting products. Influence of production technology on the overall quality of the resultant product of carbon fibre is aligned in addition to the mechanical scanning of the view into the internal structure. Keywords: carbon fabric, adhesion, matrix, strength

1 VÝZNAM ADHEZE KOMPOZITNÍCH SYSTÉMU Důvodem zaměření pozornosti na adhezi v kompozitech je skutečnost, že se přímo podílí na vlastnostech výsledného kompozitu. V adhezi se však skrývá soubor mechanismů. Těmi jsou adsorpce a smáčení, elektrostatická interakce, kovalentní vázání povrchu matrice s vlákny, reakční vazby a nevázané interakce. Důležitou roli hraje i morfologie vláken a vzájemné rozptýlení disperze v matrici. Jednotlivé vrstvy vrstevnaté stěny však mají nejen odlišné hodnoty mechanických charakteristik, ale i velmi rozdílné hodnoty teplotní roztažnosti. Se změnou teploty si jednotlivé vrstvy vzájemně zabraňují ve vzniku svých teplotních dilatací. Je-li adheze slabá, mohou jednotlivé vrstvy volně dilatovat, a kompozit již v tuto chvíli neplní svou funkci. Znamená to, že pravděpodobně došlo k delaminaci vrstev a ztrátě stability kompozitní stěny. Kvalitní spojení na rozhraní vlákno-matrice je tedy bezpodmínečně nutné.[1, 2]

108

2 EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST V prvním části se experiment zaměřuje na vlastnosti ve smyku, kde by se nejvíce měla projevit kvalita adheze tkanina-matrice. Zkoušky k tomu zvolené jsou celkem snáze realizovatelné a jde o měření pevnosti v tahu v rovině, pevnosti ve smyku mezi vrstvami, stanovení modulu pružnosti a stanovení zdánlivé mezilaminární smykové pevnosti. Ve druhé části se experiment zaměřuje na dynamické namáhání laminátu. Sleduje se velikost síly potřebné k roztržení vzorku – rázová houževnatost v tahu a síla a energie spotřebované na průraz laminátového vzorku. Ve třetí části měření se experiment zaměřuje na zkoušky statické. Vzorky jsou namáhány na tlak , kde mimo jiné můžeme podle druhu deformace stanovit, zda je adheze tkanina-matrice dobrá či špatná. V posledním experimentu pak jde o prostý tříbodový ohyb, kde se z výsledků bude posuzovat jejich ohybová tuhost.

Tab.1 Přehled použitých norem

EN

kód

Tahová zkouška na ±45° laminátech pro stanovení smykové pevnosti v rovině

ČSN EN ISO 14 129

A2

Stanovení pevnosti ve smyku mezi vrstvami vyztužených plastů

ČSN 64 0662

A3

Stanovení modulu pružnosti ve smyku metodou torzní desky

ČSN EN ISO 15 310

A4

Stanovení zdánlivé mezilaminární smykové pevnosti metodou krátkého nosníku

ČSN EN ISO 14 130

A1

ČSN EN ISO 8256

D1

ČSN EN ISO 6603-2

D2

Stanovení tlakových vlastností

ČSN EN ISO 604

S3

Stanovení ohybových vlastností

ČSN EN ISO 14125

S2

Název

Stanovení rázové houževnatosti v tahu

Stanovení chování tuhých plastů při víceosém rázovém namáhání

109

Tab.2 Popis jednotlivých vzorku

Pro přehlednost a jednoduší srovnání zkoumaných vzorek byl vytvořen symbolický zápis pro zjednodušenou a hlavně přesnou identifikaci jednotlivých zkoušek. Symbolika je vysvětlena na příkladu: A2_p8A2, 7-250x25_45/18 A2 – označuje zkratku normy – zde zkouška smykové pevnosti p – označuje druh použité tkaniny – zde pláno 8 – označuje číslem počet kladených vrstev A – označuje druh zvolené matrice – pryskyřice Havel L285 2, 7 – označuje statistický průměr tloušťky dané série v mm 250x25 – označuje předpokládaný rozměr zkušebního tělesa daný normou 45 – označuje, jak jsou výsledné vzorky řezány vůči hlavní ose tkaniny 18 – označuje počet vyrobených vzorků v sadě *Pro přehlednost není ve výsledcích uvedena zkratka p – plátno.

VLASTNOSTI PRYSKYŘIC Pro následnou výrobu laminátů byly použity čtyři druhy epoxidových pryskyřic. Všechny čtyři jsou dostupné na našem trhu a lze je zakoupit. Nejsou to žádné specifické systémy na míru, které by zvýhodňovali výsledný laminát. Všechny pryskyřice jsou zpracovatelné při pokojové teplotě a taktéž při pokojové teplotě vytvrzují. Toto bylo dodáno současně s pryskyřicí. Pro lepší přehlednost jsou jednotlivé laminační systémy označeny velkým písmenem abecedy: A – Havel L285 + tvrdidlo H285 B – Biresin CR82 + tvrdidlo Biresin CH80-1 C – GRM systém LG 700 + tvrdidlo HG 700 D – Araldit GY 764BD + tvrdidlo H285

VLASTNOSTI TKANINY Mechanické vlastnosti tkaniny jsou již předem určeny největší měrou právě vlastnostmi použitého vlákna. Společnost Kordárna Plus a.s. používá k výrobě vlákno francouzské značky TORAY s označením FT300B-3000-40B. Toto dosahuje pevnosti v tahu 3805 MPa a modul pružnosti v tahu je 232 GPa.

110

Vazba plátno Uhlíková tkanina CC200 KORDCARBON; gramáž 200g/m2 ; s vazbou plátno. Vazba Kepr Uhlíková tkanina CC200 KORDCARBON; gramáž 200g/m2 ; s vazbou kepr.

Obr.1 Schéma vazby plátno a Kepr

Společnost Kordárna Plus a.s. dodala dvě uhlíkové tkaniny CC200. Větší pozornost byla zaměřena na tkaninu s vazbou plátno, zvláště pro její univerzální použití. Některé zkoušky však byly provedeny s tkaninou s vazbou kepr. Byly vybrány jen určité zkoušky s ohledem na spotřebu tkaniny. Je třeba zjistit, jak se změní vlastnosti jednotlivých laminátů při změně matrice. Teoreticky by změna neměla být nikterak zásadní, protože se jednalo o epoxidové pryskyřice. Výsledný laminát by tedy měl mít velmi podobné vlastnosti, neboť větší část vlastností v kompozitu tvoří právě vlákno. Kompozitní materiály jsou však zajímavé svou anizotropií, a právě do této oblasti směřuje tato studie, se zaměřením na adhezi, která se velkou měrou projevuje při smykovém nebo také při tlakovém namáhání laminátu a dalších podobných experimentech. Vliv tohoto spojení tkanina-matrice, je však do jisté míry dán i výrobní technologií, jakou se výsledný laminát vyrobil. Pro tvorbu vzorků jsme zvolili metodu ručního kladení laminátu. Nevýhodou této metody bývá často nerovnoměrná vrstva matrice a špatné prosycení. Výhodou je ale nízká cena a nenáročnost výroby na přípravky. Jedna ze sad vzorků byla také vyrobena vakuovou infuzí, a navíc s použitím gealcoatu a bez něj. Uvažujme jednovrstvou laminu a její ortotropní vrstvu s obecnou orientací, smykové přetvoření je pak vázáno na normálová napětí, a naopak. Proto například u laminátové desky s obecnou skladbou stěny, vyvolá účinek normálových sil, kromě normálových složek, deformace referenční plochy i její smykovou deformaci. Vazební tuhost pak dále způsobuje vazbu mezi ohybovými a membránovými efekty laminátové stěny. Membránové síly v referenční ploše tak způsobují i její průhyb a zkroucení, a tedy i deplanaci. [3, 4] Podobně i ohybové a kroutící momenty způsobují kromě zakřivení i normálové a smykové deformace referenční plochy. Což značí, že pouhá tahová síla tohoto laminátu způsobí kromě jeho protažení a kontrakce i zkos, prohnutí a zkroucení referenční plochy. Navíc vazební tuhost nevyplývá pouze z ortotropie jednotlivých lamin, ale také ze způsobu vrstvení laminátové stěny.

111

3 DISKUZE DOSAŽENÝCH VÝSLEDKU Zkouška A2 - ČSN EN ISO 14 129

Zkouška A3 - ČSN EN ISO 15 310

Zkouška A4 - ČSN 64 0662

112

Zkouška D1 - ČSN EN ISO 8256

Zkouška D2 - ČSN EN ISO 6603-2

Zkouška S2 - ČSN EN ISO 1412

113

Zkouška S3 - ČSN EN ISO 604

Kompozitní materiály s uhlíkovou výztuží, se vyznačují významně lepšími vlastnostmi v porovnání s jinými druhy výztuže. Je to způsobeno strukturou uhlíkového vlákna, které se zvyšující se hodnotou napětí, zvyšuje svoji hodnotu modulu pružnosti. Je to dáno vlivem přetvoření struktury grafitu ve vláknu meziatomovými silami při tahovém zatížení. Výhody uhlíkových vláken spočívají zejména ve vysoké hodnotě modulu pružnosti, vysoké pevnosti, minimální hodnotě prodloužení. Ale jejich zásadní nevýhodou je jejich křehkost, protože takto nelze v konstrukčních aplikacích použít vlákno samostatné. Přistupuje se proto při zpracovatelských technologiích k udržení vláken pomocí matrice, která má za úlohu fixovat jejich polohu v prostoru. Další vlastností matrice je to, že přenáší ostatní kombinace namáhaní, a pak také chrání vlákna před vlivem vnějšího prostředí. Konstrukce těchto kompozitů by tedy měla být taková, aby uhlíkové vlákno přenášelo tahové zatížení, čímž využijeme všech jeho vlastnosti, zatímco matrice má být uzpůsobena tak, aby pomáhala kompozitní struktuře v přenášení především tlakového namáhání, které ovšem v kompozitní struktuře nebývá osamoceno a tak jde, ve většině případů, o membránovou napjatost. V první části testů jsme se zaměřili na soudržnost tkanina-matrice. Úvodní zkouška stanovila smykovou pevnost v rovině tahovou zkouškou na laminátech, s úhlem výztuže k hlavní ose ±45°.

114

Z této zkoušky vyplynulo, že výsledná pevnost není ve všech laminátech přibližně stejná, jak se na počátku očekávalo. Ukázalo se, že volbou druhu pryskyřice lze vyrobit buď pevný a křehký laminát (pryskyřice A, B), anebo naopak laminát pružnější a houževnatější (pryskyřice C, D). V další zkoušce této části měření, jsem se zaměřil na stanovení modulu pružnosti ve smyku. Zde se ukázalo, že výsledné hodnoty jsou závislé na použité výrobní technologii. Jestliže je výrobní technologie stejná, dosahují výsledné hodnoty přibližně stejných čísel. V posledním testu této části bylo vyhodnoceno mezní smykové napětí pro pevnost ve smyku mezi vrstvami. Zde se opět potvrdil vliv výrobní technologie na výsledné hodnoty pevnosti. V druhé části testů byly provedeny dvě zkoušky zaměřené na dynamické namáhání. První z nich stanovuje rázovou houževnatost v tahu. Zde se neprojevila výrazná odlišnost hodnot výsledků. Ve druhé zkoušce se jedná o víceosé rázové namáhání. V těchto výsledcích naopak se projevilo více vlivů. Jednak se zde ukázala důležitost ochranné vrstvy gelcoat a jednak způsob výroby. Dále se zde zajímavým způsobem projevila změna matrice, a to na způsobu poškození vzorku. Třetí část testů se věnovala statickému namáhání. I zde proběhly dvě zkoušky. V ohybové zkoušce lze opět ze získaných výsledků usuzovat, že volba pryskyřice má vliv na výsledné vlastnosti laminátu. Z grafických průběhů testů se domníváme, že pryskyřice A a B vytváří pevnější a křehčí laminát, zatímco pryskyřice C a D pružnější a houževnatější laminát. V poslední zkoušce byly lamináty podrobeny tlakovému namáhání. Mezi výslednými hodnotami se neobjevily výrazné odchylky, tudíž předpokládáme, že matrice ve všech případech plní svoji úlohu fixovat polohu vlákna v prostoru. Zároveň se naplnily očekávané mechanismy porušení. [5] Po shrnutí všech výsledků usuzujeme, že využití synergického chování kompozitu úzce souvisí s kvalitou soudržnosti mezi vyztužujícími vlákny a matricí. Na této kvalitě se jednak podílí výrobní technologie a jednak volba epoxidové pryskyřice, neboť i pouhou změnou epoxidové pryskyřice lze docílit buď pevnějšího a křehčího laminátu, nebo naopak pružnějšího a houževnatějšího laminátu, na což výrazně poukázaly některé experimenty současně.

This study was supported by the internal grant of TBU in Zlín No. IGA/FT/2015/001funded from the resources of specific university research.

POUŽITÁ LITERATÚRA [1] EHRENSTEIN, Gottfried W. Polymerní kompozitní materiály. V ČR 1. vyd. Praha: Scientia, 2009, 351 s. ISBN 978-80-86960-29-6. [2] DAĎOUREK, Karel. Kompozitní materiály - druhy a jejich užití. Vyd. 1. Liberec: Technická univerzita v Liberci, 2007. ISBN 80-737-2279-8. [3] Fracture and damage of composites. Editor M Guagliano, M Alibadi. Southampton: WIT Press, 2006, 288 s. ISBN 18-531-2669-1. [4] WANBERG, John. Composite materials: fabrication handbook 2. Stillwater, MN: Wolfgang Pub, 2010. ISBN 978-192-9133-932. [5] Šiška, M.: Studium adheze uhlíkových kompozitů z tkaniny KORDCARBON. Diplomová práce, UTB ve Zlíně, 2014.

115

BEZKONTAKTNÉ MERANIE MECHANICKÉHO NAPÄTIA VNÚTRI KOMPOZITNÝCH MATERIÁLOV CONTACT-LESS SENSING OF TENSILE STRESS INSIDE OF COMPOSITE MATERILAS Miroslav Šmelko, Pavol Lipovský, Katarína Draganová Technická univerzita v Košiciach, Letecká fakulta, Katedra leteckej technickej prípravy

ABSTRAKT Predložený článok opisuje novo vyvinutú metódu merania mechanického napätia vnútri nemagnetických materiálov použitím magnetických mikrodrôtov. Tieto mikrodrôty sú moderné magnetické materiály s priemerom jednotiek až stoviek mikrometrov. Ich magnetické vlastnosti sú citlivé na zmenu mechanického zaťaženia mikrodrôtu a zároveň je možné ich merať bezkontaktne. Vložením mikrodrôtu do kompozitu nedochádza k narušeniu jeho štruktúry, vzniká však zabudovaný senzor ktorý nepotrebuje pre svoju činnosť galvanické spojenie s meracou aparatúrou. Samotné meranie prebieha indukčnou metódou pomocou sústavy cievok uloženej nad povrchom materiálu. Tieto vlastnosti sú hlavnou výhodou použitia týchto mikrodrôtov v porovnaní s klasickými odporovými tenzometrami. Popisovaná metóda bola experimentálne overená na viacerých vzorkách sklenených aj uhlíkových kompozitov. V článku sú prezentované získané výsledky a načrtnuté možnosti použitia danej metódy najmä v oblasti nedeštruktívnej defektoskopie. Kľúčové slová: mikrodrôty, mechanické napätie, bezkontaktne, tenzometria

ABSTRACT The resented paper discuses newly developed method for contact-less sensing of tensile stress inside non-magnetic materials by using of magnetic microwires. Such microwires are modern materials with a diameter in the range between ones and hundreds of micrometers. The mechanical load of a microwire is transferred into a change of its magnetic properties, which can be measured contact-less. Embedding of a microwire into the construction material does not create a structural defect, but create an embedded sensor which does not need galvanic connection to the measuring equipment. A special coil system is placed over the material surface and an induction method is used to perform the measurement. In comparison with strain gauges, such properties are the main advantages of using of magnetic microwires. The presented method was experimentally acknowledged on several glass-fibre and carbon-fibre composite samples. Results of these experiments are concluded in the paper together with a possible way of using of this method for non-destructive testing. Keywords: microwires, tensile stress, contact-less, strain gauges

ÚVOD Kompozitné materiály majú v súčasnej dobe zastúpenie v širokej rade aplikácií. V konštrukciách moderných dopravných lietadiel dosahuje podiel kompozitných materiálov až 50 %, u menších športových lietadiel sa však bežne stretávame s celo kompozitnými konštrukciami. Najpoužívanejšími tkaninami sú sklené tkaniny, no čoraz častejšie sú

116

nahradzované pevnejšími uhlíkovými tkaninami. Keďže u kompozitných materiálov dochádza pri prekročení kritického napätia k skokovému pretrhnutiu, je nutné tieto materiály diagnostikovať a včas detegovať možné poškodenie materiálu v snahe predísť zlyhaniu konštrukcie. Na tieto účely bolo vyvinutých množstvo diagnostických metód. Najbežnejšie používanou metódou stanovenia pnutia materiálu je meranie pnutia použitím odporových tenzometrov. Ich použitie poskytuje množstvo výhod, avšak vo väčšine prípadov je ich aplikácia obmedzená len na povrch meraného komponentu. Zavedenie tenzometrického snímača do vnútra materiálu je spojené so značnými problémami, ak vôbec možné. Použitie magnetických mikrodrôtov v pozícii snímačov mechanického pnutia ponúka alternatívu k tenzometrickým snímačom, pričom ich aplikácia do vnútra materiálu nepredstavuje takmer žiadny problém. Metóda prezentovaná v tomto článku je zameraná na použitie magnetických mikrodrôtov v sklenených a uhlíkových kompozitných materiáloch. Snímač vložený medzi vrstvy kompozitu počas výroby kompozitnej súčiastky slúži počas jej celej životnosti.

PRINCÍP ČINNOSTI Magnetické mikrodrôty sú amorfné materiály zložené z kovového jadra a skleneného obalu. Ich magnetické vlastnosti sú definované chemickým zložením kovového jadra, mechanickými rozmermi jadra a obalu, výrobným postupom, či posteriórnym teplotným spracovaním. V závislosti na konkrétnom nastavení magnetických parametrov mikrodrôtov sa líši ich aplikačné nasadenie. Vo všeobecnosti magnetické mikrodrôty reagujú na vonkajšie magnetické pole, mechanické pnutie a teplotu. Pre potreby merania mechanického pnutia sa ako najvhodnejšie momentálne ukazujú magnetické mikrodrôty s výraznou kladnou magnetostrikciou. Ich magnetizačná charakteristika je pravouhlá a zmena ich magnetického stavu prebieha skokovo, prostredníctvom jedného Bakrhausenovho skoku. Takéto mikrodrôty sa tiež nazývajú bistabilné a ich typická magnetizačná charakteristika je znázornená na nasledujúcom grafe.

Obr. 1 Magnetizačná charakteristika bistabilného mikrodrôtu [1]

K zmene magnetizácie jadra dochádza pri hodnote intenzity vonkajšieho magnetického poľa nazývaného spínacie pole. U ortogonálnych magnetických materiálov sa tejto hodnote vraví koercivita. Pri dosiahnutí tejto hodnoty dôjde k odtrhnutiu magnetickej domény, ktorá prebehne celým objemom mikrodrôtu a zmení jeho magnetickú polarizáciu. Ak na mikrodrôt pôsobí mechanické pnutie, hodnota spínacieho poľa sa zmení.

117

Keďže k zmene magnetizácie jadra mikrodrôtu dochádza skokovo, je možné túto zmenu dobre detegovať pomocou jednoduchej indukčnej metódy. Magnetický mikrodrôt je periodicky vybudzovaný budiacim poľom trojuholníkového priebehu, čím dochádza k jeho pravidelnému premagnetovaniu zo stavu saturácie jednej polarity do stavu saturácie opačnej polarity. Umiestnením snímacej cievky v blízkosti mikrodrôtu je možné snímať indukované napäťové špičky spôsobené preletom doménovej steny. Takto je možné vytvoriť bezkontaktný snímač mechanického pnutia umiestnený v meranom materiáli, ktorý nepotrebuje vnútorný zdroj napájania, ani galvanické pripojenie k meracej aparatúre.

Obr. 2 Metodika merania spínacieho poľa mikrodrôtu [2]

Ak poznáme amplitúdu budiaceho poľa, dobu trvania periódy budiaceho signálu a sme schopní merať časové intervaly od hrany budiaceho impulzu po príchod špičky signalizujúcej premagnetovanie mikrodrôtu, sme schopní pomerne jednoducho stanoviť spínacie pole meraného mikrodrôtu na základe nasledovného vzťahu

H SW =

2Hm t +t − H T (+ −) m

[2]

kde HSW je spínacie pole mikrodrôtu, HM je amplitúda budiaceho poľa, T je doba periódy budiaceho poľa, t+ a t– sú časy príchodu indukovaných impulzov zo snímacej cievky.

VÝSLEDKY MERANÍ Pre potreby overenia funkčnosti navrhnutej indukčnej metódy bolo vytvorené meracie pracovisko, pozostávajúce z počítačov a meracej elektroniky, stendu Lutron simulujúceho mechanické pnutie a sady niekoľkých vzoriek kompozitných materiálov s vloženými mikrodrôtmi.

Obr. 3 Bloková schéma meracieho pracoviska

118

Pred samotnou výrobou vzoriek kompozitných materiálov prebehlo niekoľko meraní rôznych druhov mikrodrôtov za účelom výberu vhodného mikrodrôtu. Smerodajným parametrom bola úroveň vnútorného šumu jednotlivých mikrodrôtov. Na základe vykonanej analýzy bol zvolený ako vhodný mikrodrôt s označením N 38, ktorého chemické zloženie je Fe38, 5Ni39Si7, 5B15 a celkový priemer 40 µm. Tento mikrodrôt bol následne použitý u všetkých doposiaľ vytvorených vzoriek. Prvou vzorkou bola vzorka z materiálu Dentacryl, bez vloženia vystužujúcej tkaniny, následkom čoho došlo počas prvého merania k jej roztrhnutiu. Meranie je zobrazené na nasledujúcom grafe.

Obr. 4 Meranie na vzorke vyrobenej z Dentacrylu [3]

Čierna krivka prezentuje záznam z kontrolného tenzometra a červená krivka záznam odozvy mikrodrôtu vloženého v meranej vzorke. Na priebehu zaťažujúcej sily je možné vidieť značné uvoľnenie po každom zvýšení zaťaženia vzorky. Tento pokles je viditeľný aj na odozve mikrodrôtu. Uvoľňovanie zaťaženia bolo spôsobené tečením materiálu vzorky, čo viedlo až k roztrhnutiu vzorky približne v tretej minúte merania. Toto meranie potvrdilo funkčnosť navrhnutej metódy a taktiež použitej meracej elektroniky. Následne bolo vytvorených niekoľko vzoriek z rôznych materiálov, vrátane technickej gumy, epoxidovej živice, sklolaminátového a uhlíkového kompozitu. Pri týchto vzorkách boli pozorované problémy so zaistením dobrej adhézie mikrodrôtu a nosného materiálu. Príkladom zlej adhézie môže byť meranie prezentované na nasledujúcom grafe.

Obr. 5 Meranie na sklo-laminátovej vzorke č. 1

Pre meranie bola použitá vzorka skladajúca sa z 20 vrstiev sklenených vlákien, pričom mikrodrôt bol umiestnený medzi 5. a 6. vrstvou. Meranie na tejto vzorke ukázalo reakciu na

119

skokovú zmenu zaťaženia vzorky, avšak okamžite po ukončení zmeny zaťaženia došlo k relaxácii odozvy mikrodrôtu takmer na počiatočnú hodnotu. Správanie odozvy mikrodrôtu jasne poukazuje na nedostatočnú adhéziu medzi mikrodrôtom a nosným materiálom. Po niekoľkých meracích cykloch došlo k popraskaniu vzorky a poškodeniu vlákien vrchnej vrstvy. Na základe kontroly vzorky bol vyvodený záver, že vzorka neobsahovala dostatočný objem pojiva, čo spôsobilo jej rozpad. Ďalším príkladom nesprávnej vzorky môže byť meranie zobrazené na nasledujúcom grafe. Pre meranie bola použitá vzorka zložená z 20 vrstiev sklenených vlákien s mikrodrôtom vloženým medzi 5. a 6. vrstvou. V tomto prípade vzorka obsahovala dostatok pojiva, avšak pojivo nebolo správne namiešané a nedošlo k jeho úplnému vytvrdnutiu. Následkom čoho bola dobrá adhézia mikrodrôtu vnútri vzorky, avšak na vzorke sa prejavovalo značné tečenie vplyvom aplikovaného zaťaženia.

Obr. 6 Meranie na sklo-laminátovej vzorke č. 2 [2]

Celkovo bolo doposiaľ vytvorených 10 sklo laminátových vzoriek, pričom najlepšie dosiahnuté výsledky boli dosiahnuté na vzorke číslo 9 a sú znázornené na nasledujúcom grafe.

Obr. 7 Meranie na vzorke č. 9 [4]

Je možné vidieť, že meraná vzorka obsahovala dostatok pojiva, čo sa prejavilo v dobrej adhézii vloženého mikrodrôtu. Vzorka taktiež vykazuje náznaky tečenia materiálu, avšak nie sú také výrazné ako u iných vzoriek.

120

ZÁVĚR V našom doterajšom skúmaní sme podrobili meraniu celkovo desať rôznych laminátových vzoriek a niekoľko vzoriek vytvorených z Dentacrylu, technickej gumy a uhlíkového kompozitu. Spoločným problémom sa u všetkých vzoriek stala adhézia vloženého mikrodrôtu a nosného materiálu. Táto skutočnosť poukazuje na nutnosť ďalšieho výskumu v tejto oblasti. Šumové vlastnosti samotných mikrodrôtov taktiež spôsobujú problémy a zhoršujú dynamiku samotného merania. Dosiahnuté výsledky prvotných meraní však preukázali funkčnosť použitej metódy a možnosť vytvorenia bezkontaktného snímača pnutia s využitým magnetických mikrodrôtov. Na základe získaných údajov je možné predpokladať stav materiálu vnútri skúmanej vzorky. Použitie bezkontaktných snímačov vložených priamo v materiáli konštrukcie by mohlo poskytnúť nové možnosti diagnostiky kompozitných konštrukcií v rámci krátkodobého, či dlhodobého sledovania stavu konštrukcie. Pri použití v laboratórnych podmienkach môžu tieto snímače napomôcť pri sledovaní vlastností kompozitných materiálov a ich správania sa v rámci jednotlivých vrstiev materiálu. Taktiež je možné použiť tieto snímače ako kontrolný prvok počas výroby kompozitných materiálov, najmä ako snímače vytvrdenia kompozitu.

POĎAKOVANIE Táto práca vznikla za podpory Agentúry na podporu výskumu a vývoja v projekte APVV0266-10 v nadväznosti na projekt APVV-0454-07 a tiež za podpory grantovej agentúry Ministerstva školstva, vedy, výskumu a športu Slovenskej republiky v rámci grantu VEGA 1/0286/13.

POUŽITÁ LITERATÚRA [1] PRASLIČKA, D., BLAŽEK, J., ŠMELKO, M., HUDÁK, J., MIKITA, I., VARGA, R., ZHUKOV, A. Noise of bistable magnetic microwire sensors. In: IC-MAST-2012 : 2nd International Conference on Materials and Applications for Sensor and Transducers : Abstracts Book : 24. - 28.5 May 2012, Budapest Hungary. P. 139. [2] PRASLIČKA, D., BLAŽEK, J., ŠMELKO, M., HUDÁK, J., ČVERHA, A., MIKITA, I., VARGA, R., ZHUKOV, A. Possibilities of Measuring Stress and Health Monitoring in Materials Using Contact-Less Sensor Based on Magnetic Microwires. In: IEEE Transactions on Magnetics. Vol. 49, no. 1 (2012), p. 1-4. ISSN 00189464. [3] Miroslav ŠMELKO - Dušan PRASLIČKA - Miroslav LAŠŠÁK. Bezkontaktné snímanie pnutia. In: 2. vedecká konferencia doktorandov LF : zborník príspevkov z konferencie : 9. - 10.5.2012, Košice. Košice : LF TU, 2012 S. 1-8. ISBN 978-80-553-0914-9. [4] Miroslav Smelko, Dusan Praslicka, Josef Blazek. Miniature strain gauge sensors for embedding in composite materials. 2013. In: ICMT 2013 : international Conference on Military Technologies : May 22 - 23, 2013, Brno, Czech Republic. Brno : University of Defence, 2013 P. 1521-1525. ISBN 978-80-7231917-6.

121

STANOVENÍ MECHANICKÝCH VLASTNOSTÍ POLYPROPYLENOVÝCH SENDVIČOVÝCH PANELŮ A JEJICH APLIKACE VE STAVEBNICTVÍ DETERMINATION OF MECHANICAL PROPERTIES OF POLYPROPYLENE SANDWICH PANELS AND THEIR APPLICATIONS IN THE CIVIL ENGINEERING Věra Lukášová1, Radek Zbončák1 1

VÚTS, a.s., Svárovská 619, Liberec, 460 01, Česká republika

ABSTRACT Při navrhování stropních podhledů se v praxi užívají hliníkové voštinové panely. Vzhledem k hmotnosti těchto konstrukcí se uvažuje o využití polypropylenových voštinových panelů, jejichž plošná hmotnost je nižší. Mechanické vlastnosti a chování těchto materiálů při různých teplotách podmiňují jejich případnou aplikaci. Předmětem výzkumu proto bylo stanovení mechanických vlastností a jejich porovnání. Zkoušky byly provedeny v laboratořích VÚTS, a.s. na zkoušebním zařízení s teplotní komorou při teplotách -40°C, 23°C, a 80°C dle platných ASTM norem. Výseldky zkoušek prokázaly, že vliv teploty na mechanické vlastnosti polypropylenových sendvičových panelů není zanedbatelný. Byl potvrzen předpoklad, že hliníkové voštinové panely mají lepší mechanické vlastnosti než polypropylenové sendviče. Na základě získaných informací o chování polypropylenových sendvičových panelů a studia norem zabývajících se stropními podhledy byla navržena doporučení pro použití polypropylenových sendvičových panelů jako stropních podhledů.

ABSTRACT The aluminum honeycomb panels are widely used in civil egineering design. Due to the weight of these structures using polypropylene honecomg panels is considered. Application of these materials is based on their mechanical properties at different temperatures. The research subject was to derermine mechanical protperties of polypropylene sandwich panels and compare them with aluminium panels. The experiments were carried out in laboratories VÚTS, a.s. on testing machine with a environmental chambre at temperatures -40°C, 23°C, and 80°C, according to ASTM standards. The evaluation of the measured data has showne that the mechanical properties of polypropylene sandwich panels are significantly dependent on temperature. It was verified that aluminum honeycomb panels have better mechanical properties than polypropylene panels. Based on information about the behavior of polypropylene sandwich panels and based on the studies of standards dealing with ceiling structures testing the recommendations for the use of polypropylene sandwich panels were proposed.

Klíčová slova: polypropylenový sendvičový panel, hliníkový voštinový panel, stropní podhledy, zavěšené podhledy, mechanické vlastnosti

122

ÚVOD Charakter interiérů a exteriérů pozemních staveb určují společně se svislými nosnými konstrukcemi také stropní konstrukce. Tohoto označení se ve stavařské praxi používá jako obecné označení pro nosné konstrukce stropů, pro podlahové konstrukce a pro konstrukce podhledů. Stropní konstrukci je tvořena částí připevňovací, nosnou a plášťovou. Při navrhování stropních konstrukcí se architekti snaží o modifikaci materiálu používaného k opláštění podhledové konstrukce, která stavbě poskytne nový, neokoukaný design a nové funkční vlastnosti. S úmyslem rozšířit architektům škálu materiálů použitelných k opláštění podhledových konstrukcí se uvažovalo o využití voštinových nebo sendvičových panelů pro jejich užitné vlastnosti. Voštinové panely vyrobené z hliníku se pro stropní konstrukce v praxi již používají a to především pro jejich dobré mechanické vlastnosti. I přesto, že se jedná o lehké hliníkové voštinové panely, jejich hmotnost je vyšší než u ostatních materiálů používaných k opláštění podhledů. Z toho důvodu bylo navrženo využít polypropylenových sendvičových panelů, jejichž plošná hmotnost je nižší. Avšak bylo zapotřebí popsat mechanické vlastnosti těchto polypropylenových sendvičů a zjistit jejich způsobilost k případnému využití pro opláštění podhledových konstrukcí.

STROPNÍ KONSTRUKCE – ZÁVĚŠENÉ PODHLEDY Podhledy stropních konstrukcí tvoří připevňovací část spojující nosnou kostru podhledu se stropní konstrukcí tvořenou částí nesoucí podhled a částí plášťovou. Nesoucí část podhledů se volí na základě zvoleného typu konstrukce podhledu jako např. kazetové, bezespáré deskové, lamelové, mřížkové a segmentové konstrukce. Na tuto část je kladen důraz především z hlediska bezpečnosti. Konstrukce musí splňovat bezpečnostní podmínky uvedené v Eurokódech – ČSN EN 1991 1-1 Obecná zatížení – Objemové tíhy, vlastní tíha a užitná zatížení pozemních staveb, ČSN EN 1991 1-2 Obecná zatížení – Zatížení konstrukcí vystavených účinkům požáru, ČSN EN 1991 1-5 Obecná zatížení – Zatížení teplotou, ČSN EN 1991 1-6 Obecná zatížení – Zatížení během provádění. Nejvíce funkcí pak zastává část plášťová. Na ni jsou kladeny mechanické, akustické, požární, světelně technické, tepelně technické požadavky, a mimo to zastává také funcki estetickou. A právě na tuto část podhledu bylo navrženo použití polypropylenových sendvičových panelů. [1, 2] V ČSN EN 13964 ed. 2, která popisuje požadavky a metody zkoušení zavěšených podhledů, se část plášťová nazývá membrána podhledu nebo též jako membránový dílec. V normě ČSN EN 13964 ed. 2 jsou popsány požadavky na rozměry a tolerance, na mechanické vlastnosti, na požární bezpečnost, na elektrickou bezpečnost, akustiku a na jejich trvanlivost. [3] Podhledy lze používat i mimo interiéry a to především jako podhledy střech nebo jako zakrytí zahradních pergol, parkovacích míst, dětských hřišť aj. U těchto konstrukcí se klade důraz na bezpečnostní požadavky uvedené v Eurokódech - ČSN EN 1991 1-3 Obecná zatížení Zatížení sněhem a ČSN EN 1991 1-4 Obecná zatížení - Zatížení větrem.

ZKUŠEBNÍ VZORKY - POLYPROPYLENOVÉ SENDVIČOVÉ PANELY Polypropylenové sendvičové panely se sestavují z jádra, které je složeno z tenkých polypropylenových válců o průměru 8mm, a z potahu. Potahy jádra jsou laminátové desky, vyrobené z polypropylenové matrice a vyztužené tkaninou ze skleněných vláken, o tloušťce cca 1mm.Celková tloušťka polypropylenového sendvičového panelu je 25mm.

123

ZKUŠEBNÍ METODY Pro hodnocení mechanických vlastností byly zvoleny ASTM normy, které se používají pro hodnocení mechanických vlastností voštinových panelů. Pro hodnocení pevnosti v tlaku byla zvolena zkušební metoda popsaná normou C364/C364M Standard Test Method for Edgewise Compressive Strengh of Sandwich Constructions[4], která popisuje zkoušku tlakem působícího na sendvičovou konstrukci ve směru rovnoběžném s potahem. Zkouška tlakem ve směru kolmém k rovině potahu sendviče byla provedena dle zkušební metody popsané v normě C365 Standard Test Method for Flatwise Compressive Properties of Sandwich Cores[5]. Při zkoušce 3bodovým ohybem bylo postupováno podle zkušebních metod stanovených v normě C 393/C393M Standard Test Method for Core Shear Properties of Sandwich Constructions by Beam Flexure[6] a v normě D7250/D7250M Standard Practice for Determining Sandwich Beam Flexureal and Shear Stiffness[7]. Zkušební metoda popsaná v normě D7250/D7250M hodnotí ohyb čelního potahu sendvičů, následky tlakové a tahové síly. Vzhledem k přechodovým teplotním fázím u polymerních látek, byly mechanické vlastnosti polypropylenových sendvičových panelů prováděny při třech různých teplotách, při kterých se v běžné praxi testují plastové součástky používané v automobilovém průmyslu. Zkušební vzorky byly kondicionovány při výše zmíněných teplotách po dobu 24 hodin před zkouškou. Zatěžování vzorků probíhalo v teplotní komoře.

ROZMĚRY ZKUŠEBNÍCH VZORKŮ Zkoušeny byly zkušební vzorky o rozměrech 50x50x25 mm a 50x220x25 mm.Rozměry zkušebních vzorků odpovídají požadavkům uvedených v ASTM norách.

Obrázek 1: Zkušební vzorek o rozměrech 50x50x25 mm určený k tlakovým zkouškám

124

Obrázek 2: Zkušební vzorek o rozměrech 50x220x25 mm určený na zkoušku v ohybu

Zkušební tělesa byla pro zkoušku v tlaku kolmo na potah sendviče označena symboly FCT- 3. Zkouška tlakem působícího na sendvičovou konstrukci ve směru rovnoběžném s potahem má vzorky označené symboly ECT - 1 a ECT- 2. Označení vzorků zkoušených ohybem je 3PF – 1 a 3PF – 2. Potah lamináru je vyztužen skleněnou tkaninou, kterou tvoří soustava osnovních a útkových nití. Z toho důvodu byly mechanické vlastnosti měřeny ve směru útku (1) a ve směru osnovy (2).

VYHODNOCENÍ MECHANICKÝCH VLASTNOSTÍ Na základě naměřených výsledků bylo vypracováno statistické vyhodnocení. Byly vypočteny základní statistické parametry – průměr a 95% interval spolehlivosti. Pomocí statistických metod byla zjišťována závistivost mezi měřenými veličinami a zkušebními teplotami. Tímto způsobem bylo hodnoceno maximální zatížení, deformace při maximálním zatížení, tlakové napětí při maximálním zatížení, poměrná deformace při maximálním zatížení a modul pružnosti. Jejich výsledné hodnoty jsou uvedené v tabulkách 1 a 2. Pro porovnání hliníkových voštin a polypropylenových sendvičů byl zvolen modul pružnosti. Tabulka 1: Průměrné hodnoty naměřených mechanických vlastností polypropylenových sendvičů – tlak

125

Tabulka 2: Průměrné hodnoty naměřených mechanických vlastností polypropylenových sendvičů –ohyb

MODUL PRUŽNOSTI V TLAKU Tabulka 3: Modul pružnosti v tlaku

Tabulka 4: Modul pružnosti v tlaku v závislosti na teplotě zkušebního prostředí

–

126

– Obrázek 3: Modul pružnosti v tlaku [MPa]

Závislost mezi modulem pružnosti v tlaku a teplotou, na kterou byly zkušební vzorky kondicionovány a následně zkoušeny, je u vzorků ECT-1, ECT-2 a FCT-3 velmi silně negativní.Z čehož vyplývá, že s rostoucí teplotou bude u popypropylenových sendvičů docházet k pokledu modulu pružnosti v tlaku.

MODUL PRUŽNOSTI VE SMYKU Tabulka 5:Modul pružnosti ve smyku

Tabulka 6: Modul pružnosti ve smyku v závislosti na teplotě zkušebního prostředí

127

Obrázek 2: Modul pružnosti v ohybu [MPa]

Modul pružnosti ve smyku je velmi silně negativně závislý na změně teploty. S rostoucí teplotou bude docházek k poklesu modelu pružnosti ve smyku. 1.

Porovnání polypropylenových sendvičových panelů s hliníkovými voštinovými panely – Z grafického porovnání výsledných hodnot modulů pružnosti ve smyku je viditelný velký rozdíl mezi zkoušenými sendvičovými polypropylenovými panely a hliníkovými voštinovými panely. Ani hodnoty naměřené u polypropylenových sendvičových panelů při -40°C, kdy byly naměřeny nejvyšší hodnoty modulu, se nevyrovnají hodnotám zjištěným u hliníkových voštin.

Obrázek 5: Modely pružnosti ve smyku

128

Tabulka 7: Moduly pružnosti ve smyku

Modul pružnosti ve smyku G [MPa] Al voštinový panel 3PF - 1 (23°C) PP sendvičový panel 3PF - 2 (80°C) PP sendvičový panel 3PF - 2 (23°C) PP sendvičový panel 3PF - 2 (40°C) PP sendvičový panel 3PF - 1 (80°C) PP sendvičový panel 3PF - 1 (23°C) PP sendvičový panel 3PF - 1 (40°C)

192,03 1,7057 6,1208 6,7942 1,8509 5,8112 6,6525

ZÁVĚR Cílem výzkumu bylo rozhodnout, zda lze sendvičovými polypropylenovými panely nahradit hliníkové voštinové panely, které se používají k opláštění velkých ploch podhledů. Na základě výsledků měření popisujících mechanické vlastnosti polypropylenových sendvičů při teplotách 40°C, 23°C a 80°C se prokázalo, že s rostoucí teplotou dochází k zhoršení jejich mechanických vlastností. Při porovnání modulů pružnosti hliníkových voštinových a polypropylenových sendvičů, bylo potvrzeno, že hliníkové voštiny dosahují vyššího modulu pružnosti. Popypropylenových sendvičů k nahrazení hliníkových voštinových panelů při stejných konstrukčních podmínkách. Použití polypropylenových sendvičových panelů k opláštění podhledů by bylo možné, v případě zvýšeného množství podpor u nosné konstrukce a zvýšeným počtem spojovacích bodů. Polypropylenové sendviče lze uplatnit při montáži kazetových podhledů, u kterých by rozměry desek určených k opláštění podhledů dosahovaly rozměrů cca 300x300 mm. Tyto sendviče nejsou vhodné k tomu, aby na nich byly umístěny klimatizační jednotky a další zařízení, která jsou podhledem skryta. Vzhledem k dobrým mechanickým vlastnostem při nižších teplotách je lze doporučit například k dočasnému opláštění pergol a parkovacích přístřešků během zimních měsíců, kdy venkovní teploty dosahují mínusových hodnot. Nezbytnou podmínkou pro použití polypropylenových sendvičů je splnění všech požadovaných bezpečnostních předpisů uvedených v Eurokodech a v platných ČSN EN normách, které se zabývají navrhováním konstrukcí a problematikou stropních konstrukcí – podhledů, závěsnými podhledy. Je třeba uvést, že mechanické vlastnosti, kterými jsme se zabývali, jsou pouze jedním z bezpečnostních požadavků, který je na podhledy kladen.

129

PODĚKOVÁNÍ Příspěvek vznikl v rámci programu LO – Národní program udržitelnosti I. Děkujeme všem spolupracovníkům za aktivní přístup k řešení problému.

LITERATURA [1] HÁJEK, Petr. Konstrukce pozemních staveb 10: nosné konstrukce I. Vyd. 2., přeprac. Praha: Vydavatelství ČVUT, 2000, 259 s. ISBN 80-010-2243-9. [2] MATOUŠKOVÁ, Dagmar. Pozemní stavitelství I.: nosné konstrukce I. 1. vyd. Ostrava: Vysoká škola báňská - Technická univerzita, 1997, 182 s. ISBN 80-707-8503-9. [3]ČSN EN 13964 ed. 2. Zavěšené podhledy - Požadavky a metody zkoušení. Praha: Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví, 2015. [4]ASTM C364 / C364M-07(2012), Standard Test Method for Edgewise Compressive Strength of Sandwich Constructions, ASTM International, West Conshohocken, PA, 2012, www.astm.org

[5] ASTM C365 / C365M-11a, Standard Test Method for Flatwise Compressive Properties of Sandwich Cores, ASTM International, West Conshohocken, PA, 2011, www.astm.org [6] ASTM C393 / C393M-11e1, Standard Test Method for Core Shear Properties of Sandwich Constructions by Beam Flexure, ASTM International, West Conshohocken, PA, 2011, www.astm.org

[7] ASTM D7250 / D7250M-06, Standard Test Determining Sandwich Beam Flexural and Shear Stiffness, ASTM International, West Conshohocken, PA, 2006, www.astm.org

130

ANALÝZA A MĚŘENÍ VLIVU SEPARACE FOREM NA TERMOFORMING ANALYSIS AND MEASUREMENT OF MOULD RELEASE AGENTS INFLUENCE ON THERMOFORMING TECHNOLOGY Petr Roškanin1, 2, Jan Kudláček2 1

LATECOERE Czech Republic, Beranových 65, 199 02 Praha 9 – Letňany, Czech Republic

2

Czech Technical University in Prague, Faculty of Mechanical Engineering, Technická 4, Praha 6, Czech Republic

ABSTRAKT Tato práce se zabývá vlivem separace povrchu forem na proces zpracování kompozitů s termoplastovou matricí technologií termoforming. Při lisování RTL dílů (reinforced thermoplastic laminates), zejména s plochami orientovanými blízko směru pohybu formy, vznikají při zavírání formy na těchto plochách velké třecí síly, které mohou mít více nepříznivých vlivů na kvalitu výlisku. V případě aplikace vhodného kluzného laku (separátoru) tak při lisování dochází ke zlepšení kluzných podmínek mezi materiálem a formou a tím například ke snížení vnitřního pnutí při tvarování dílu. Nedostatečné a nekonstantní kluzné podmínky mezi formou a materiálem velmi ovlivňují především výslednou geometrickou nestabilitu tvaru rovinných ploch a ohybů. Nejčastějšími projevy jsou tvarové odchylky a visuální vady v podobě napnutých a suchých vláken. Zajištění příznivých a stálých kluzných podmínek mezi formou a materiálem by mělo vést k lepší tvarové opakovatelnosti, jejímž výsledkem by měl být také výrobek bez vnitřních vad a visuálních vad. Měření a analýza vlivu kluzných podmínek na technologii termoforming byla prováděna výhradně za použití 16 vrstvého C/PPS kompozitu dle standardu ABS 5045 (atlasová tkanina z uhlíkového vlákna impregnovaná matricí z polyphenylensulphidu), který je v současné době nejvíce rozšířen pro výrobu strukturálních kompozitních dílů pro letecké aplikace. Tribologická měření byla realizována na tribometru TOP3, který je provozován na Ústavu strojírenské technologie, Fakulty strojní, ČVUT v Praze.

ABSTRACT This article describes the issue of the influence of mould release agents on thermoforming of carbon reinforced thermoplastic composites with PPS matrix.During the stamping process of the parts, mainly on parts with the walls which are oriented with the mould movement direction, there occures high friction forces on these walls when closing mould. This fact can have an impact on part´s quality. Release agent application leads to the better contact lubrication between mould surface and blank, which results mainly in a residual stress decrease during stamping. The most frequent defects are shape deviations and visual defects like a dry fibres and tight fibres. If the optimal and constant sliding properties between mould surface and blank will be ensured, the better shape repeatability will be obtained with the minimum or no visual defects occurance. Measurement and analysis of the mould release agent influence on thermoforming technology was performed on 16 plies C/PPS composite material (satin weave) according to ABS5045 standard, which is nowadays the most wide spread material used for manufacturing of structural parts for aerospace applications. Tribological testing was performed by using tribometer TOP3, which is operated at the Faculty of Mechanical Engineering, Department of Manufacturing Technologies, CTU in Prague.

131

Klíčová slova: Termoforming, kluzný lak, separátor, C/PPS, vyztužené termoplasty, tribometr, koeficient tření Keywords“ Thermoforming, release agent, C/PPS, reinforced thermoplastics, tribometer, friction coefficient

ÚVOD V tomto článku je popsána problematika vlivu kluzných laků na technologii termoforming kompozitů s termoplastovou matricí na bázi C/PPS. Tato tématika je v oblasti zpracování kompozitních materiálů pro letecké strukturální aplikace problematikou dosud nepopsanou. Přispívá k tomu především fakt, že technologie termoforming high-tech vyztužených termoplastových kompozitů je dosud poměrně málo zastoupená a soustředěna především pro potřeby leteckého průmyslu, který je prozatím jediným odvětvím, kde je tato technologie, i přes vysoké náklady na provoz, rentabilní. Podíl termoplastových kompozitů však na draku letounu rok od roku roste i na úkor kompozitů termosetových, což termoforming řadí mezi perspektivní technologie budoucnosti. Velké úsilí je tak věnováno do zefektivnění procesu a zvýšení poznání v oblasti technologického vývoje této progresivní zpracovatelské metody. Důkazem využívání polymerních high-tech kompozitů v letectví jsou především civilní letouny Airbus A350 a Boeing B787, kde kompozitní materiály tvoří více jak 50% hmotnosti draku letounu.Z tohoto důvodu je nezbytné, aby výrobní procesy kompozitních dílů byly vysoce efektivní a stabilní ve smyslu plnění kvalitativních požadavků - absence strukturálních defektů.Počet provozů s vlastním vývojem, využívajících tuto technologii pro výrobu strukturálních leteckých dílů, je v rámci Evropy pouze několik, přičemž jedním z klíčových hráčů a zároveň jediným v České Republice je středisko CPC společnosti LATECOERE Czech Republic – dříve Letov letecká výroba.

HLAVNÍ FÁZE EXPERIMENTÁLNÍHO VÝZKUMU Experimentální část si klade za cíl definovat průběh tření na rozhraní lisovací forma/tvarovaný polotovar. K tomuto cíli se váže nutnost výběru potřebného zkušebního zařízení (tribometru) a sestavení vhodné metodiky měření a vyhodnocení výsledků. Tribologickými zkouškami budou testovány jednotlivé vzorky, které budou reprezentovat technologické změny týkající se způsobu předúpravy povrchu provedené na ocelovém vzorku. Technologické změny týkající se předúpravy povrchu ocelového vzorku budou zohledňovat druh použitého kluzného laku, způsob jeho aplikace a v určitém případě i testovat vliv jeho možné teplotní degradace. Výsledky tribologických zkoušek budou analyzovány a závěrem by mělo být určení těch skupin vzorků, které budou disponovat nejnižším koeficientem tření. Předpokladem bude, že technologii předúpravy povrchu, která byla použita na vzorky s nejnižšími hodnotami koeficientu tření, bude možné přenést i do reálného procesu tvarování dílů technologií termoforming. Přenesení vybraných technologií předúpravy povrchu do reálného procesu je v pojetí této experimentální části myšleno jako reálné lisování tvarově složitých sekcí, které jsou extraktem tvaru skutečných dílů z trupu letounu Airbus A350. Na vylisovaných sekcích reálných dílů bude možné zhodnotit kvalitu výlisků s ohledem na vznik vnitřních vad a visuálních vad. Komplexní analýza pak bude představovat zhodnocení kvality reálných výlisků ve vztahu k aplikované technologii předúpravy povrchu a zároveň v zájemné porovnání tribologických výsledků jednotlivých předúprav povrchu. Na závěr pak bude možné určit, zda technologie předúpravy povrchu s nejlepšími tribologickými výsledky, byla schopna zajistit i nejvyšší kvalitu reálného výlisku. V další části experimentu, která není součástí tohoto článkubude provedena analýza, zda při tvarování dílu dochází k přenosu kluzného laku na tvarovaný díl z lisovacího

132

nástroje, což v praxi způsobuje při nedostatečné předúpravě povrchu dílu vážné selhání následných povrchových úprav.

EXPERIMENTÁLNÍ ZAŘÍZENÍ A POSTUP MĚŘENÍ Tribologické zkoušky musely probíhat na tribometru, který by se v co největší míře přiblížil kinematikou pohybu a geometrií třecího kontaktu k reálnému procesu. Bylo vybráno zařízení TOP3 provozované na Ústavu strojírenské technologie, Fakulty strojní ČVUT v Praze. Translačně oscilační pohyb (TOP) je odvozen od elektromotoru se šnekovou převodovkou a klikového mechanismu (jedná se tedy o nerovnoměrně zrychlený pohyb testovaných vzorků).

Obr. 1 Tribometr TOP 3 [16].

Vzorek ve tvaru desky zde reprezentoval kompozitní materiál. Vzorek tablety, s konstrukční úpravou zajišťující technologickou realizaci testu, zde představoval ocelovou lisovací formu.

METODIKA REÁLNÉHO TESTU NA TOP3 1) 2) 3) 4) 5)

upevnění připravených zkušebních vzorků do tribometru ohřev vzorků na požadovanou teplotu napolohování klikového mechanismu do úvrati a spuštění záznamu třecí síly po splnění 2) a 3) zatížení funkční dvojice normálovou silou a spuštění tribometru zastavení tribometru, odlehčení funkční dvojice, uložení naměřených dat

Obr. 2 Optimalizovaný systém vzorků – deska (kompozit), tableta(ocel).

133

– Obr. 3 Vlevo – tepelně izolační vložka, vpravo – funkční dvojice v kontaktu.

PARAMETRY TRIBOLOGICKÝCH TESTŮ: Hlavními parametry testů byly tyto veličiny a technologické úpravy: 

 



teplota (konstanta), o Tpv = 200°C ± 5°C - teplota kovového přítlačného vzorku (Obr. 2) o Ttp = 330°C ± 5°C - teplota tvarovaného polotovaru C/PPS (Obr. 2) tlaková síla – (konstanta), o Ffd = 50N - normálová síla působící na funkční dvojici kluzný lak – (proměnná): o druh kluzného laku aplikovaného na kovový vzorek o způsob aplikace (nástřik, leštění) o vliv vícevrstvé separace na velikost třecích sil relativní rychlost třecích povrchů – nerovnoměrně zrychlená -1 o v = 0 až 0,289m.s

Z důvodu potřeby vyšetřit koeficient tření v závislosti na kluzné rychlosti během jednoho testovacího cyklu, byla provedena kinematická analýza zkušebního zařízení: „ vyšetření rychlosti lana v závislosti na úhlové rychlosti převodovky (vlana = fce (př))“ Cílem bylo vyjádření vztahu pro délku lana „l“, přes které je vyvozován pohyb zkušebního vzorku typu „deska“. Následnou derivací tohoto vyjádření podle času ( ) získáme vztah pro výpočet rychlosti lana (třecí rychlost povrchů) v libovolné poloze klikového mechanismu.Nejnižší hodnota relativní rychlosti vzorků, 0,075m.s-1 uvažovaná na Obr. 9, je nejvíce blízká rychlostem tvarování dílů z materiálů C/PPS technologií termoforming.

KLIKA KLADKA Pokračování lana

Obr. 4 Kinematické schéma TOP3.

134

FORMULACE VZTAHŮ PRO VÝPOČET OKAMŽITÉ RYCHLOSTI LANA (RELATIVNÍ RYCHLOSTI VZORKŮ) - ZAŘÍZENÍ TOP3.

;

(3-1)

Vztah pro výpočet úhlové rychlosti (3-2)

RYCHLOST LANA = FCE ( KLIKY) dosazeno  [rad] a  [rad/s] Rychlost lana [m.s-1]

osa x: se zohledněním úvraťového posunu o 25° 0,4 0,3

0,2 0,1 0,0 -0,1 0

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340 360

-0,2

-0,3 -0,4

Pootočení kliky  [°]

Obr. 5 Rychlost lanového táhla v závislosti na úhlu pootočení kliky.

135

Obr. 6 Závislost koeficientu tření na kluzné rychlosti (čase) – data TOP3

ANALÝZA TŘENÍ PŘI TERMOFORMINGU

Obr. 7 Detail počátečního kontaktu blanku a tvarovacího nástroje.

136

ROLE STATICKÉHO A DYNAMICKÉHO KOEFICIENTU TŘENÍ PŘI FORMOVÁNÍ BLANKU: Jak je patrné z Obr. 8, je-li polotovar (blank) zahřátý na teplotu zpracování matrice, pak dochází vlivem působení gravitace k jeho prověšení (matrice je ve viskózním stavu). Polotovar má, oproti výchozímu stavu, nekonstantní tloušťku, protože jednotlivé vrstvy uhlíkové tkaniny jsou od sebe různě vzdáleny. Důvodem může být např. uvolnění vnitřního pnutí jednotlivých vrstev uhlíkové tkaniny během zvyšování teploty matrice až nad Tm, což vede ke ztátě její soudržnosti. Výše uvedené změny stavu polotovaru způsobují, že první kontakt polotovaru s dolní formou není celoplošný, ale pouze o několika počátečních kontaktech (Obr. 7). Vlivem přibližování horní části formy v ose Z však dochází k tomu, že krajní části blanku jsou ohýbány do požadovaného tvaru a od tohoto momentu může docházet k napínání (kontakt horní formy a polotovaru) nebo brždění vláken (kontakt dolní formy a polotovaru – Obr. 7 dole) Zvýšené tření na vnější straně dílu má za následek především napínání (stahování) vnějších vláken, což má velmi negativní dopad na vnější stranu radiusu.Zvýšené tření na vnitřní straně dílu především způsobuje „brždění“ vláken. Vlákna nejsou ideálně napínána. Vnitřní strana dílu mívá tendenci k tvorbě vrásek.Ideální průběh formování by byl však takový, kdyby v prvním okamžiku kontaktu horní formy a blanku byl kontakt blanku a dolní formy celoplošný. K tomuto stavu by došlo, pokud by třecí síla působící mezi dolní formou a blankem byla natolik malá, že by došlo vlivem působení gravitační síly na blank k jeho samovolnému poklouznutí, což by způsobilo jeho plošné vytvarování vůči základně - webu formy. K tomuto optimálnímu stavu, narovnání zvlněné tkaniny, však dojde jen tehdy, pokud mezi povrchem formy ošetřeným kluzným lakem a tvarovaným blankem je tak malý statický koeficient tření, že dojde u bodů A, B, C k včasnému uvedení do pohybu a tím zamezení vzniku zárodků vrásek. Dynamický koeficient tření vyjadřuje míru pasivního odporu, který vzniká mezi formou a tvarovaným blankem až v okamžiku, kdy se podařilo body A, B, C uvést do pohybu. Z výše uvedeného rozboru vyplývá, že je velmi žádané, aby hodnoty statického i dynamického koeficientu tření byly co nejmenší.

PŘEHLED KLUZNÝCH LAKŮ A ZPŮSOB JEJICH APLIKACE Celkem byly použity čtyři druhy kluzných laků a jeden plnič povrchových pórů forem (Tab 1.). Přesné složení ve vztahu k uvedeným výsledků je prozatím nepublikovatelné autorské knowhow. Účinnou složkou těchto kluzných laků jsou však obecně polysiloxany.

137

Tab. 1 Způsob aplikace kluzného laku na ocelovém vzorku – protikusu. TECHNOLOGIE APLIKACE KLUZNÉHO LAKU NA OCELOVÝ PROTIKUS Označení skupiny vzorků

Druh kluzného laku

W1 - 1vr

W1

W1 + 1vr A

A

W1 + 15vr A

A

W1 + 30vr A

A

W1 + 30vr A - 330deg

A

W1 + 1vr B

B

W1 + 1vr B - 90°

B

W1 + 1vr C

C

W1 + 1vr C - 90°

C

W1 + 1vr D

D

Počet vrstev plnič kluzný lak 1x W1 1x W1 1x A 1x W1 15x A 1x W1 30x A 1x W1 30x A 1x W1 1x B 1x W1 1x B 1x W1 1x C 1x W1 1x C 1x W1 1x D

Způsob aplikace KL

Vystavení vzorku teplotní degradaci 330°C po dobu 7h

* Počet kusů stejného vzorku

W1 za studena + po zaschnutí rozleštěno ve směru 0° a 90° -

NE

3

W1 za studena + po zaschnutí rozleštěno ve směru 0° a 90° nástřik 1x A + po zaschnutí rozleštěno

NE

4

W1 za studena + po zaschnutí rozleštěno ve směru 0° a 90° nástřik 15x A

NE

3

W1 za studena + po zaschnutí rozleštěno ve směru 0° a 90° nástřik 30x A

NE

3

W1 za studena + po zaschnutí rozleštěno ve směru 0° a 90° nástřik 30x A

ANO

3

W1 za studena + po zaschnutí rozleštěno ve směru 0° a 90° nástřik 1x B + po zaschnutí rozleštěno

NE

3

W1 za studena + po zaschnutí rozleštěno ve směru 0° a 90° nástřik 1x B + po zaschnutí rozleštěno

NE

3

W1 za studena + po zaschnutí rozleštěno ve směru 0° a 90° nástřik 1x C + po zaschnutí rozleštěno

NE

3

W1 za studena + po zaschnutí rozleštěno ve směru 0° a 90° nástřik 1x C + po zaschnutí rozleštěno

NE

3

W1 za studena + po zaschnutí rozleštěno ve směru 0° a 90° nástřik 1x D + po zaschnutí rozleštěno

NE

3

Obr. 8 Stav po zaschnutí plniče pórů, rozleštění plniče a po provedení tribologické zkoušky.

VÝSLEDKY TRIBOLOGICKÝCH ZKOUŠEK JEDNOTLIVÝCH PŘEDÚPRAV POVRCHU Na základě výše uvedených parametrů testu byly vyhodnoceny jednotlivé zkoušky, které reprezentovaly technologii předúpravy povrchu aplikovanou na ocelovém vzorku – protikusu (Obr. 9, Obr. 10).

Koeficient tření µd [-]

VLIV KLUZNÉHO LAKU NA DYNAMICKÝ KOEFICIENT TŘENÍ - µd [-] 0,60

W1 1vr W1+15vr A

0,50

W1+1vr B - 90° 0,40

W1+30vr A W1+1vr C

0,30

W1+1vr B W1+1vr D

0,20

W1+1vr C - 90° 0,10

W1+30vr A - 330deg W1+1vr A

0,00 0,075

0,150

0,249

0,287

Kluzná rychlost [m.s-1]

Obr. 9 Vliv technologie předúpravy na koeficient tření v závislosti na kluzné rychlosti.

138

Koeficient tření [-]

Vývoj průměrných hodnot µ[-] v závislosti na způsobu úpravy povrchu 0,96

1,00 0,82

0,80

0,74

0,84

0,76

0,68 0,60 0,49

0,40

0,33 0,27

0,50

0,34 0,26

0,54 0,47

0,45

0,29

0,34 0,29

0,31

0,29

0,20

0,00

µs [-]

Řazení dle µs [-] vzestupně

µd [-]

Způsob úpravy povrchu

Obr. 10 Vývoj průměrného koeficientu tření v závislosti na úpravě povrchu – řazení dle µd .

Na základě zhodnocení tribologických výsledků byly zjištěny tyto závislosti: a) Z hlediska jednovrstvých systémů kluzného laku připravených na zkušebních vzorcích měla nejnižší hodnoty statického i dynamického koeficientu tření technologie přípravy povrchu s označením „W1-1vr“ (µd = 0, 26; µs = 0, 50). Tato technologie spočívala v nanesení plniče pórů W1 pomocí vlákna nepouštějící textilie na očištěný povrch vzorku jedním tahem ve směru 0° a 90°. Po zaschnutí média na povrchu byl film kluzného laku leštěn několika tahy ve směru 0° a 90° proti vláknu nepouštějící textilii. b) Z hlediska vícevrstvých systémů kluzného laku připravených na zkušebních vzorcích měla nejnižší hodnoty koeficientu tření technologie přípravy povrchu s označením „W1+15vrA“ (µd = 0,27; µs = 0,33). Tato technologie spočívala v nanesení plniče pórů W1 pomocí vlákna nepouštějící textilie na očištěný povrch vzorku jedním tahem ve směru 0° a 90°. Po zaschnutí média na povrchu byl film kluzného laku leštěn několika tahy ve směru 0° a 90° proti vláknu nepouštějící textilii. Dále následoval postupný nástřik 15 vrstev kluzného laku typu A. Mezi jednotlivými vrstvami byly vykonány časové prodlevy do doby, než předchozí vrstva kluzného laku získala na vzorku matný vzhled. c) Pro ověření možnosti teplotní degradace kluzného laku byla připravena skupina vzorků opatřená 30 vrstvým systémem kluzného a byla exponována při teplotě 330°C po dobu 7h (Tab. 1). Tato doba odpovídá časovému součtu expozic kluzného laku teplotám 250°C – 330°C v reálném procesu po dobu 10 dní při třísměnném provozu. Vzorky vystavené teplotní degradaci s označením „W1+30vr A – 330deg“ mají dynamický koeficient tření µd = 0,45, což je v porovnání se vzorky „W1+30vr A“ (µd = 0,34) o 32 % více. Z hlediska µs dosahuje tepelně degradovaný vzorek o 39 % vyšších hodnot v porovnání se vzorkem „W1+30vr A“.Výsledky tohoto měření tudíž dokazují skutečnost o teplotní degradaci kluzného laku, která vede ke zhoršení jeho kluzných vlastností, což významně zvýšuje koeficient tření o jednu třetinu.

139

DÍLČÍ ZÁVĚR Z výše uvedených výsledků je patrné, že použitím 15 vrstvého systému kluzného laku typu A byly docíleny nejnižší hodnoty činitele tření mezi ocelovým vzorkem (reprezentujícím lisovací formu) a kompozitním vzorkem C/PPS (reprezentujícím monolitní kompozitní desku C/PPS). V případě použití jednovrstvého sytému kluzného laku typu W1 byly hodnoty dynamického koeficientu tření identické s vícevrstvým systém kluzného laku typu A, avšak hodnoty statického koeficientu tření byly o 50% vyšší.

VERIFIKACE OPTIMÁLNÍ PŘEDÚPRAVY POVRCHU FORMY LISOVÁNÍM REÁLNÉHO DÍLU Cílem experimentálního výzkumu „lisování sekcí z reálného dílu“ bylo ověřit technologie povrchových úprav použitých pro tribologické vzorky rovněž na lisovací formě v reálném procesu termoforming. Výstupem by mělo být zhodnocení vzniku vnitřních a visuálních vad na díle a posouzení vhodnosti zvolené úpravy povrchu formy ve vztahu ke kvalitě dílu. Ukázka sekce z reálného dílu je na Obr. 11. Z hlediska technologie termoforming se jedná o tvarově složitý díl nerozvinutelného tvaru.

Obr. 11 Lisování sekce z reálného dílu ve tvaru U – nerozvinutelný tvar sekce – zakřivení ohybů.

Na základě sumarizace výsledků z experimentu výsledků bylo zjištěno, že ke vzniku visuálních vad docházelo zpravidla v oblasti webu na vnitřních stranách sekcí a dále na vnějších stranách sekcí v oblastech rádiusů R1 a R2. Ke vzniku intralaminárních vad v podobě zvlněných vláken nebo vrásek docházelo výhradně na vnitřních stranách webů sekcí. Suché oblasti, tedy pramence vláken, které nebyly zcela zaplněny matricí, vznikaly výhradně na vnějších stranách sekcí v oblasti rádiusů R1, R2. V rámci komplexního hodnocení všech visuálních vad bylo nejlepších výsledků dosaženo u sekcí, při jejichž výrobě byl použit na povrch tvarovacího nástroje vícevrstvý nástřik kluzného laku (15 resp. 30 vrstev kluzného laku). Zcela nejlepších výsledků bylo dosaženo u sekce „3 W1+15vr A“, kde došlo k detekci pouze tří výskytů zvlnění vláken, přičemž vady typu vrásky a suchá vlákna nebyly vůbec detekovány.

U sekcí reprezentujících předúpravu formy jednovrstvým nástřikem kluzného laku, bylo zjištěno, že z hlediska hodnocení vad typu suchá vlákna obstála z této skupiny nejlépe sekce

140

lisovaná na formě s nanesením kluzného laku W1. Zcela nejhorší výsledky s nejvyšším výskytem vad typu vrásky a suchá vlákna obsahovaly sekce, u nichž byl povrch tvarovacího nástroje opatřen jednou vrstvou kluzného laku typu A, B, C, D. Výsledky tribologických testů jednotlivých povrchových úprav povrchu formy tak velmi věrně kopírují reálný stav výlisků .

ZÁVĚR    

Byly získány hodnoty statického a dynamického koeficientu tření na rozhraní nástroj – polotovar, které svou povahou odpovídají reálnému procesu termoforming. Dále byly vytvořeny závislosti z tribologických měření, kterými bylo možné kvantifikovat kvalitu aplikované technologické úpravy povrchu a prokázat míru účinků použitých kluzných laků na kvalitu lisovaného dílu. Díky zkoušce navržených úprav povrchu formy v reálném procesu došlo k prokázání souvislosti mezi velikostí koeficientu tření na rozhraní nástroj - polotovar a množstvím strukturních defektů. Byla prokázána skutečnost o tepelná degradaci kluzných laků, což vede ke zvýšení statického i dynamického koeficientu tření o více než 30% v porovnání se vzorky, které nebyly vystavené dlouhodobému působení teplot blízkým zpracování matrice PPS.

PODĚKOVÁNÍ Tento článek vznikl za podpory střediska výroby kompozitních dílů spoelečnosti LATECOERE Czech Republic a Ústavu strojírenské technologie, Fakulty strojní ČVUT v Praze skze SGS 13/187/OHK2/3T/12 “Research and development in the field of advanced engineering technologies”.

POUŽITÁ LITERATURA [1] Roškanin, P. Vliv kluzných laků na technologii thermoforming termoplastových kompozitů. [Study of the Ph.D. thesis] 61 pages. CTU in Prague. 2013. [2]

Biron, M. Thermoplastics and Thermoplastic Composites. 923s. ISBN: 9781856174787

[3] Křena, J. Technologie výroby leteckých dílů z kompozitu na bázi uhlíkové vlákno a termoplastická matrice. Odborná skupina: Mechanika kompozitních materiálů a konstrukcí [cit. 20.11.2013] Dostupné z WWW: http://www.csm-kompozity.wz.cz/RTLaplikace.pdf [4] Křena, J.; Roškanin, P.; Dolejš, N. Vyztužené termoplasty v letecké konstrukci. MM Průmyslové spektrum. 2013, roč. 2013, č. 1, 2, s. 40-42. ISSN 1212-2572. [5] Iannone, M. Future perspectives for thermoplastic based composites in aeronautics. Alenia Aeronautica, Viale dell’Aeronautica 80038 Pomigliano D’Arco (Naples) Italy. SETEC 10 SAMPE EUROPE Technical Conference and ISBN Nr. 978-3-9523565-2-4 [6] Spee, F.M.; Nino, G.F.; Bersee, H.E.;Morozov, E.V. Blank design strategy for composite flap ribs based on finite element forming simulations. Design and Production of Composite Structures. Delft University of Technology, the Netherlands. and School of Mechanical Engineering, University of KwaZuluNatal, South Africa. SAMPE EUROPE International Conference 2007 Paris

141

[7] B. Vieille , W. Albouy, L. Chevalier, L. Taleb. About the influence of stamping on thermoplasticbased composites for aeronautical applications. Groupe de Physique des Matériaux, UMR 6634 CNRS, INSA Rouen, Avenue de l’Université, 76801 Saint Etienne du Rouvray, France.

142

3A COMPOSITES LATEST DEVELOPMENTS IN THE FIELD OF CORE MATERIALS Szabolcs Szilagyi

Airex AG Speciality Foams Industrie Nord 26 5643 Sins, Switzerland Tel +41 41 789 66 00 Fax +41 41 789 66 60 www.3AComposites.com

The ultimate task of the human kind today is to lower the CO2 emission and thus to save our planet. We, the people who work in the composite industry, believe that composites offer a very important tool to reach these goals. Composite industry gets more and more important in the green energy production and offers solution on many different fields: wind energy, transportation, automotive etc. However, even if we know how important it is to reduce the CO2 emission, we do not want to waive our comfort, our mobility. The impact of the mobility on the global CO2 emission is very high. Therefore we have to reduce the weight of our vehicles in order to lower their emission. Our main argument for composites is: weight reduction

We at 3A Composites, producer of structural core materials, see ourselves as an important player in the weight reduction game. With our solutions, we help customers to further reduce the weight of their parts. The composite of the future should be - Sustainable - Environmental friendly and - Recyclable Therefore as an innovative core material producer, we focus on development of products based on sustainable and reproducible raw materials, like balsa and PET.

143

I my presentation would like to speak about two new innovative products in our portfolio and to share with the audience the reasons, why we decided to focus on these two types of core materials, PET foam and balsa wood

PET BASED CORE MATERIALS

– – – – – –

Recyclable Recycled Thermoplastic Environmentally harmless polymer (think on PET bottles) Production of PET foam is less energy intensive No other polymer offers better costs/MPa -> offers price advantage to the end user

OUR PET PRODUCT RANGE – – –

®

AIREX T90 – Fire resistant structural foam ® AIREX T92 – easy processing structural foam AIREX T10 – The industrialized structural core foam

AIREX®T10 is the result of the improvement of our extrusion competence. It is the industrialization of core material production, a foam directly extruded to the thickness. AIREX®T10 is an orthotropic foam with improved mechanical properties, no welding lines and lower costs.

144

BALSA CORE AND BALSA PLYWOOD Balsawood has the highest strength among core materials (10 times higher compression strength than PET or PVC). 3A Composites owns more than10'000 ha sustainably operated balsa plantations. Our plantations are FSC® certified

OUR BALSA PRODUCT RANGE – – – – –

®

BALTEK SB - Select Grade Structural Balsa ® BALTEK SBC - Certified Select Grade Structural Balsa ® BALTEK VBC - Oriented Grain Structural Balsa ® BANOVA PLY & PLY ILO – FSC Lightweight Plywood Panel ® BANOVA FLEX– FSC Lightweight Bending Plywood

WHERE TO BUY OUR PRODUCTS? Our official distributor in the Czech Republic and Slovakia is Havel Composites

ABOUT 3A COMPOSITES CORE MATERIALS: 3A Composites Core Materials is a global organizational unit within 3A Composites, with operations in Europe, North America, South America, India and China. The branded products AIREX® and BALTEK® have pioneered the sandwich technology for almost 70 years. Fabricators use these core materials to make innovative, lightweight sandwich structures for the wind energy, marine and transportation markets as well as other industrial applications. 3A Composites Core Materials is the global leader in answering the markets’ and users' needs for sustainable, lightweight and resource-friendly materials to enable the production of lighter and thus more energy efficient end products. In the wind energy market, its core materials are a key factor for growth in the generation of renewable energy. Szabolcs Szilagyi, 3A Composites Airex AG Sales Manager since 2008

145

EPOXY VINYL ESTER RESINS GOING TO VARIOUS STRUCTURAL APPLICATIONS (MARINE APPLICATIONS) BY ASHLAND PERFORMANCE MATERIALS

146

147

148

149

150

151

152

PLAZMATICKÁ ÚPRAVA POVRCHU SKLENĚNÝCH VLÁKEN TETRAVINYLSILANEM ZA ÚČELEM ZVÝŠENÍ MEZIFÁZOVÉ ADHEZE V POLYMERNÍCH KOMPOZITECH ENHANCED INTERFACIAL ADHESION IN GF/POLYESTER COMPOSITE ARRANGED BY TETRAVINYLSILANE PLASMA MODIFICATION OF GLASS FIBER SURFACE a

A. Knob a, *, V. Čech a, H.-A. Hosein b, A. Bábík a, P. Lepcio a, F. Ondreáša, L.T. Drzal b Ústav chemie materiálů, Fakulta chemická, VUT v Brně, Purkyňova 118, 612 00 Brno, CZ b

Composite Materials and Structures Center, Michigan State University, 2100 Engineering Building, East Lansing, MI 48824-1226, USA * [email protected], +420 732 722 282

ABSTRAKT Referát je zaměřen na zvýšení mezifázové adheze polymerních kompozitů s polyesterovou matricí vyztuženou skleněnými vlákny, která byla povrchově modifikována tetravinylsilanem pomocí plazmové polymerace. Povrch neupravených vláken byl modifikován pomocí tenkých polymerních vrstev s kontrolovanými fyzikálně-chemickými vlastnostmi a tloušťkou. Pro úpravu bylo využito pulzní RF plasma s efektivním výkonem 0, 1 – 5 W. Výsledná mezifázová adheze byla posuzována pomocí mikroindentace na základě srovnání smykových pevností na rozhraní polyesterové matrice a vláken bez úpravy, s komerční úpravou, plazmovou úpravou kyslíkem a plazmaticky nanesenými tenkými vrstvami. Plazmová úprava vláken na bázi tetravinylsilanu vykazuje, oproti vláknům neupraveným, téměř řádový nárůst smykové pevnosti. Ve srovnání s komerční úpravou byla smyková pevnost na rozhraní plazmaticky modifikovaných vláken zvýšena o 26 %.

ABSTRACT Plasma-polymerized tetravinylsilane was used to modify the surface of glass fibers to improve interfacial adhesion of a glass fiber/polyester composite. Plasma polymer films of controllable physicochemical properties and thickness were deposited on unsized glass fibers. RF pulsed plasma at an effective power of 0.1–5 W was used for the deposition of thin films. The interfacial shear strength for unsized, industrially sized, plasma polymer coated, and oxygen plasma treated fibers embedded in polyester resin was determined by microindentation technique. The plasma modification of fibers resulted in an substantial increase in the interfacial shear strength compared to unsized fibers. The interfacial shear strength for the optimized plasma coating was 26 % higher than that for the industrial sizing. Klíčová slova: kompozit, skleněné vlákno, adheze, mezivrstva, mezifáze, tetravinylsilan

153

1. Úvod Vývoj vlákny vyztužených polymerních kompozitů s vyššími užitnými vlastnostmi je úzce spojen s vývojem kompozitních mezivrstev [1] a mezifází [2] s kontrolovanými vlastnostmi. Teoretické a experimentální studie prokázaly, že kompozitní mezifáze zásadně ovlivňuje výsledné vlastnosti kompozitu, a to zejména s ohledem na jejich pevnost a houževnatost [3, 4]. Z tohoto důvodu jsou povrchové úpravy vláken vyvíjeny tak, aby docházelo ke zlepšení přenosu napětí z polymerní matrice na vyztužující vlákna, a to zlepšením smáčivosti, adheze, vzájemné kompatibility, atd. [5]. Klíčovými parametry ovlivňujícími výsledné vlastnosti kompozitu jsou zejména tloušťka mezivrstvy, její modul pružnosti, interakce na rozhraních a typ materiálu používaných vláken a matrice [4]. Nevýhodou průmyslově produkovaných úprav vláken je však nekonzistentní tloušťka a uniformita mezivrstvy [5]. V důsledku použití mokrých chemických procesů podléhají silanová vazebná činidla samovolné kondenzaci a tvoří siloxanové oligomery namísto tvorby efektivních chemických vazeb mezi povrchem vláken a polymerní matricí [6, 7]. Efektivita tvorby vazeb je v celkovém souhrnu pouze 20 %, což významně ovlivňuje výslednou smykovou pevnost kompozitu [8]. Jednou z možností zvýšení užitných vlastností kompozitu je využití plazmochemických procesů, díky kterým lze efektivně řídit vlastnosti kompozitní mezifáze. Využití nízkoteplotního plazmatu poskytuje možnost chemické a/nebo fyzikální modifikace povrchu, nebo tvorbu tenkých povrchových vrstev plazmovou polymerací. Vlastnosti takto připravených polymerních vrstev lze efektivně řídit pomocí depozičních podmínek. Povrchové modifikace využívající plazma byly zkoumány již od 80-týchlet [9]. Při vhodném výběru materiálu tvořícího mezivrstvu lze plazmatické úpravy využít jako jeden z nejefektivnějších nástrojů pro zvýšení výsledných mechanických vlastností kompozitu [10]. Jednou z možností je použití plazmově polymerovaných organosilanů [11, 12], které disponují specifickými vlastnostmi výhodnými pro přípravu plazmových polymerů, kdy lze efektivně řídit jejich organický/anorganický charakter (tj. obsah uhlíku) a míru zesíťování výsledného polymeru [13]. Tím je umožněno řízení fyzikálně-chemických vlastností vrstvy v širokém spektru, což představuje mimořádný potenciál pro přípravu specifických kompozitních mezivrstev [14, 15]. V této studii byly zkoumány chemické, mechanické a povrchové vlastnosti tenkých vrstev plazmově polymerovaného tetravinylsilanu (pp-TVS), které byly následně využity jako mezivrstvy zlepšující smykovou pevnost na rozhraní kompozitního systému skleněné vlákno/polyesterová matrice. Vlastnosti mezivrstev byly řízeny pomocí výkonu RF zdroje, smyková pevnost na rozhraní byla vyhodnocena pomocí mikroindentace [16].

2. EXPERIMENT Plazmově polymerované tenké vrstvy TVS (pp-TVS) byly připraveny pomocí plazmochemické depozice z plynné fáze (PECVD) za pomoci RF zdroje s indukčně vázaným plazmatem v pulzním režimu [17]. Výsledné vrstvy byly deponovány na křemíkové substráty (ON Semiconductor, CZ), speciální skla pro mikroskopii (Knittel Glaser, D) a povrchově neupravená skleněná vlákna (Esklo, 1200 tex, průměr 19 μm, Saint-Gobain Adfors CZ, CZ) s využitím TVS jako monomeru (97 %, Sigma Aldrich). Efektivní výkon (Weff) pulzního plazmatu byl řízen pomocí časových konstant pro zapnutý (ton) a vypnutý (toff) výboj, kdy celkový výkon odpovídá 50 W (Weff = ton/T · Wtotal, kde T =

154

ton + toff). Substráty byly předupraveny pomocí O2 plazmatu (5 sccm, 4 Pa, 25 W, 10 min); tím bylo zajištěno očištění povrchu od nečistot a zvýšení adheze k připravované vrstvě pp-TVS. Depoziční podmínky jsou uvedeny v Tab. 1. Depoziční rychlost rostla od 10 nm/min (0, 1 W) k maximální hodnotě 142 nm/min (2,5 W) s následným poklesem k 82 nm/min (10 W).

Tab. 1: Depoziční podmínky přípravy pp-TVS vrstev. Frekvence

13,56 MHz

ton, toff

1 ms, 4 – 499 ms

Perioda

5 – 500 ms

Efektivní výkon

0,1 – 10 W

Hustota výkonu

efektivního

2 · 10-3 – 1 · 10-1 W·cm-3

Základní tlak

8 · 10-4 Pa

Pracovní tlak

1,3 Pa

Průtok plynu

0,8 sccm

Samotná depozice probíhala po ustálení plazmatuv depoziční komoře(substrát byl do ustálení podmínek uzavřen v manipulační komoře). Vybrané chemické, mechanické a povrchové vlastnosti tenké vrstvy pp-TVS byly zkoumány pro vrstvy nanesené na plošných substrátech. Prvkové složení vrstev bylo určeno pomocí RBS (Rutherford Backscattering Spektrometry) a ERDA (Elastic Recoil Detection Analysis). Transmisní spektra vrstev deponovaných na křemíkových substrátech transparentních pro infračervené záření byla určována pomocí infračervené spektrometrie (FTIR, Vertex 80, Bruker Optics) v rozsahu vlnočtů 500 – 4000 cm-1s rozlišením 4 cm-1. Vybrané mechanické vlastnosti (modul pružnosti, tvrdost) a adheze pp-TVS vrstev byly charakterizovány pomocí 2D TriboScope (Hysitron) implementovaného k AFM (NTegra Prima Scanning Probe Microscope, NT-MDT) s využitím hrotu Berkovich (rádius 100 nm) [18]. Skleněná vlákna s vrstvou pp-TVS byla zobrazena elektronovou mikroskopií (SEM, Philips XL 30). Kontaktní úhel pro testovací kapaliny (voda, dijódmethan) byl vyhodnocen metodou Owens–Wendt–Kaelble (OCA 10 goniometer, DataPhysics) [19 – 21]. Pro srovnání smykových vlastností byly připraveny kompozitní vzorky pro vlákna s komerční úpravou, bezúpravy, s plazmatickou předúpravou a s tenkou vrstvou na bázi pp-TVS zabudovaných do polyesterové polymerní matrice na bázi kyseliny isoftalové. Výsledný kompozit válcovitého tvaru o průměru 14 mm a výšce 5 mm s axiálně orientovaným svazkem vláken (příprava viz. [22]) byl povrchově vyleštěn konvenčními metalografickými technikami a podroben mikroindentačnímu testu. Mikroindentační měření [16] bylo prováděno na jednotlivých vláknech kompozitního systému s použitím systému ITS (Interfacial Testing System, Dow Chemical Company) [23]. Mikroindentace, postupné vytlačení vláknaz obklopující matrice, byla prováděna diamantovým hrotem o průměru 12 μm. Na základě síly nezbytné pro vytlačení vlákna, P (g), lze stanovit smykovou pevnost na rozhraní (IFSS [MPa] – interfacial shear strength) pomocí zobecněné empirické rovnice [23]:

155

, kde D je průměr vlákna (μm), Gm a Ef jsou modul pružnosti matrice ve smyku a modul pružnosti vláken v tahu, d vzdálenost mezi testovaným a nejbližším vláknem (μm). A = 1,249 · 104, B = 0,8757, C = 0,01863, E = 0,02650 jsou empirické konstanty .

3. VÝSLEDKY A DISKUZE Molekuly TVS jsou během plazmového procesu aktivovány a fragmentovány, díky srážkám s vysoce energetickými elektrony, a vysoce reaktivní radikály rekombinují na povrchu rostoucí vrstvy. Vinylové skupiny (0 – 4), monitorované pomocí hmotnostní spektroskopie, jsou při zvyšujícím se výkonu eliminovány z molekuly TVS. Pokud dochází k dalšímu zvýšení výkonu, jsou vinylové skupiny následně dále fragmentovány na mono a biradikály. Tím je, díky řízení výkonu, umožněno řídit nejen charakter vznikajících radikálů, ale i prvkové složení a strukturu vznikající vrstvy. V závislosti na zvoleném výkonu se koncentrace atomů pohybuje v rozmezí 9 – 5 % (křemík), 36 – 42 % (uhlík) a 55 – 53 % (vodík). Poměr koncentrace C a Si, vyjadřující organicko-anorganický charakter vrstvy při výkonech od 0,1 W do 10 W, je znázorněn na Obr. 1a. Typická FTIR spektra pp-TVS při různých výkonech jsou znázorněna v Obr. 1b.

Obr. 1: Chemické vlastnosti pp-TVS vrstev deponovaných při různých výkonech (a) – poměr C/Si dle RBS spekter (b) – FTIR spektra, šipky označují absorpční pásy korespondující vibracímvinylových skupin

Plazmový polymer je tvořen převážně uhlíkovou sítí zahrnující Si–C vazby s bočními vinylovými skupinami. Absorpční pásy korespondující s vinylovými vibracemi jsou viditelné při vlnočtech: 3048 cm-1 (CH stretching), 1589 cm-1 (C=C stretching), 1404 cm-1 (CH2 deformation), 1010 cm-1 (CH wagging), and 950 cm-1 (CH2 wagging) [24]. Koncentrace vinylových skupin klesá s narůstajícím výkonem (viz. Obr. 1b). K vyhodnocení adheze filmu ke skleněnému substrátu byl využit vrypový test využívající postupné pronikání diamantového hrotu do vrstvy se zvyšující se normálovou silou. Kritické napětí, při kterém dochází k delaminaci je výrazně vyšší při vyšších výkonech, konkrétně téměř trojnásobné (10 W) oproti výkonu 0, 1 W (Obr. 2a). Nejpravděpodobnější variantou vazeb mezi povrchem skla a mezivrstvou jsou vazby typu Si–O–C a Si–O–Si, a to díky rekombinaci radikálů se skupinami Si–

156

OH přítomnými na povrchu skla. Zvyšující se koncentrace vazeb na rozhraní mezivrstva/sklo se zvyšujícím se výkonem je tedy odpovědná nejen za zvyšování adheze, ale zásadně zvyšuje i hydrolytickou stabilitu polymerního filmu na povrchu skla ve vodném prostředí [25]. Výsledkem vysoké hustoty vazeb je snížení difúze molekul vody na rozdíl od relativně nízké koncentrace vazeb u komerčních úprav vlákrn [26]. Vybrané mechanické vlastnosti vrstev o tloušťce 1 μm byly testovány pomocí nanoindentace (Obr. 2b). Zvolená tloušťka filmu eliminuje přítomnost tuhé křemíkové podložky. Modul pružnosti, od 9,4 GPa do 23 GPa, vzrůstal s použitým výkonem (0,1 W – 10 W). Obdobný trend byl zřetelný i u tvrdosti, jejíž hodnoty vzrůstají od 0,9 GPa do 3,9 GPa. Vzrůstající modul a tvrdost je důsledkem vyššího zesíťování polymerní sítě [27].

Obr. 2: Mechanické vlastnosti pp-TVS filmu řízené pomocí efektivního výkonu (a) – kritické napětí charakterizující adhezi filmu ke skleněnému substrátu (b) –modul pružnosti a tvrdost

Nízký výkon (nízká hustota výkonu) byl využita k depozici tuhých, ale flexibilních vrstev s elastickou deformací do 10 % [29] vhodných jako kompozitní mezivrstvy. Povrchová topografie pp-TVS filmů s tloušťkou 1 μm byla stanovena pomocí AFM. RMS drsnost povrchu měřená na ploše 5 × 5 μm2 vzrůstala od 2,0 nm (0,1 W) do 5,8 nm (10 W), viz. Obr. 3a. Drsnost povrchu byla ovlivněna kinetikou růstu vrstvy při zvyšujícím se výkonu. Výsledky volné povrchové energie získané pomocí Owens–Wendt–Kaelbleho metody jsou znázorněny v Obr. 3b, celková povrchová energie a její polární a disperzní složka jsou znázorněny jako funkce efektivního výkonu. Celková povrchová energie vzrůstá od 40 mJ·m-2 k maximální hodnotě 49 mJ·m-2 dosažené při výkonu 5 W. Nárůst disperzní složky je způsoben úbytkem vinylových skupin v důsledku zvyšování výkonu, složka polární je víceméně na použitém výkonu nezávislá.

Obr. 3: Povrchové vlastnosti pp-TVS filmů jako funkce efektivního výkonu (a) – RMS drsnost charakterizující povrchovou topografii (b) – volná povrchová energie

157

Obdobně jako při použití plošných substrátů, byly pp-TVS vrstvy nanášeny na neupravená skleněná vlákna s využitím totožných depozičních podmínek. Volné radikály difundující do centrální části svazku vláken tvořili tenký film obdobně jako na povrchových částech svazku, avšak depoziční rychlost se snižovala v důsledku stínícího efektu ostatních obklopujících vláken. Výsledná tloušťka vrstvy v centrální části svazku je tedy nižší než v jeho okrajových oblastech. Na rozdíl od heterogenních vrstev získaných při mokrých chemických procesech při komerční úpravě [5] byla na skleněná vlákna deponována kontinuální homogenní vrstva pp-TVS (Obr. 4a). Přítomnost filmu na povrchu vlákna je demonstrována v Obr. 4b.

Obr. 4: SEM snímky vláken s deponovanou pp-TVS vrstvou (a) – pohled na svazek vláken s uniformní vrstvou pp-TVS (b) – detailní pohled na poškozenou nadeponovanou vrstvu

Pro charakterizaci smykové pevnosti na rozhraní byly připraveny dvě série svazků vláken o stejné tloušťce mezivrstvy (1 μm) a odlišném výkonu (0, 1 – 5 W) a druhá série pro stejný výkon (2, 5 W)a rozdílnou tloušťku mezivrstvy (0, 05 – 10 μm). Vlákna bez úpravy, s komerční úpravou a plazmaticky upravená byla zabudována do polyesterové matrice a vytvrzena do kompozitní formy. Vyleštěný příčný řez byl následně podroben mikroindentačnímu měření k vyhodnocení míry adheze mezi vyztužujícími vlákny a polymerní matricí. Vlákna s nadeponovanou mezivrstvou obklopená matricí jsou viditelná na Obr. 5a. Tloušťka mezivrstev jednotlivých vláken není konstantní v důsledku efektu stínění sousedních vláken. Testované vlákno je podrobeno vertikálním indentům se zvyšující se zátěží do okamžiku selhání adheze. Selhání adheze je viditelné jako tmavý stín na rozhraní vlákno/matrice, měření je relevantní v momentu, kdy trhlina dosahuje středového úhlu 90 – 120° [23]. Místo selhání je viditelné na Obr. 5b.

Obr. 5: Vyleštěný příčný řez kompozitním vzorkem (a) – vybrané vlákno podrobené mikroindentaci (b) – místo selhání znázorněné šipkami, ve středu vlákna viditelné místo působení indentoru

158

Mikroindentačním měřením bylo zjištěno, že naměřená smyková pevnost na rozhraní není závislá na umístění vlákna v objemu svazku. Nejnižší IFSS byla naměřena u vláken s 50 nm vrstvou pp-TVS (58 MPa), důvodem je zřejmě nespojitá vrstva. Se zvýšením tloušťky mezivrstvy IFSS strmě roste na 102 MPa (100 nm) a následně dále narůstá do maxima 136 MPa korespondujícího s tloušťkou mezivrstvy 5 μm. U mezivrstvy s tloušťkou 10 μm mírně klesá na 125 MPa. Podle simulací s využitím nelineární metody konečných prvků (NLFEA) pro mikroindentaci [28] by měla být IFSS téměř nezávislá na tloušťce mezivrstvy. Avšak smykové napětí na rozhraní s vláknem je výrazně ovlivněno objemovým podílem vláken a se zvyšujícím se podílem vláken narůstá. Z tohoto důvodu dojde dříve k selhání kompozitu s vyšším objemovým podílem vláken. U vrstvy s tloušťkou 10 μm je však vliv objemového podílu mezivrstvy ve srovnání s objemovým podílem matrice již nezanedbatelnýz toho důvodu došlo k mírnému poklesu IFSS. Místo porušení při selhání adheze u vzorků s tloušťkou mezivrstvy 5 a 10 μm bylo pozorováno převážně na rozhraní vlákno/mezivrstva a nikoliv mezivrstva/matrice (viz. Obr. 5b). Ve srovnání s komerčně upravenými vlákny (IFSS = 103 MPa) je obdobné smykové pevnosti dosaženo u plazmaticky připravených mezivrstev s tloušťkou 100 nm (102 MPa) [29]. Použití vysokého výkonu, které vede k vyššímu modul pružnosti mezivrstvy (Obr. 2b), je příznivé pro vyšší adhezi na rozhraní vlákno/mezivrstva (obr. 2a), vyšší drsnost povrchu mezivrstvy (Obr. 3a), vyšší smáčivost (Obr. 3b), ale nižší koncentraci vinylových skupin (Obr. 1b) na rozhraní mezivrstva/matrice. Při využití výkonu 5 W je nárůst IFSS, oproti komerční úpravě, 26 % [29]. Výhodou mikroindentačního testu, na rozdíl od nepřirozených testů jednotlivých vláken, je možnost měření IFSS na reálném kompozitu s mnoha vlákny. Nevýhodou empirického modelu (NLFEA) při snaze o stanovení přesných dat je však nemožnost dostatečně zahrnout faktory jako vlastnosti mezivrstvy, kritéria selhání vazby, vlastnosti modifikované matrice, efekt sousedních vláken, efekt reziduálních pnutí a možné poškození povrchu kompozitního vzorku při leštění.

4. ZÁVĚR Pomocí plazmochemické depozice v plynné fázi byly při výkonu 0, 1 – 10 W deponovány tenké vrstvy pp-TVS na plošné a vláknové substráty. Řízením výkonu bylo možné efektivně řídit chemické, fyzikální a povrchové vlastnosti mezivrstev v širokém rozsahu. Výsledné tenké vrstvy byly využity jako kompozitní mezivrstvy v systému skleněné vlákno/polyesterová matrice s řízenou mezifází. Adheze vrstvy ke skleněnému substrátu byla zvýšena téměř trojnásobně, modul pružnosti o 140 %, drsnost o 300 % a povrchová energie korespondující se smáčivostí o 21 %. Koncentrace vinylových funkčních skupin klesala se zvyšujícím se výkonem. Ošetření vláken v kyslíkovém plazmatu zprostředkovalo téměř dvojnásobné zvýšení adheze oproti neupraveným vláknům, avšak je stále nedostatečné ve srovnání s komerční úpravou. Při využití depozice tetravinylsilanu byla, ve srovnání s komerční úpravou, potvrzena zvýšená adheze s možností řízení fyzikálně-chemických vlastností deponovaných vrstev v širokém rozsahu. Plazmové polymerní filmy definovaných vlastností vykazují velký potenciál využití v dokonalejších kompozitních mezifázích a představují velkou perspektivu pro konstrukci gradientních vrstev, které jsou vyžadovány v rámci nové koncepce kompozitů bez mezifáze [13].

PODĚKOVÁNÍ Studie vznikla za podpory následujících projektů: P106/11/0738 a P205/12/J058 (GAČR), ME09061 (MŠMT) a TA01010796 (TAČR). Autoři by rádi poděkovali následujícím spolupracovníkům:

159

Brian Rook (Composite Materials and Structures Center) za pomoc při leštění vzorků a měření ITS, V. Peřinovi za měření a analýzy RBS/ERDA spekter a M. Sirovému za poskytnutí skleněných vláken.

LITERATURA [1] KIM, J. K.; MAI, Y. W. Engineerd interface in fiber reinforced composites. 1st ed. Amsterdam: Elsevier, 1998. ISBN 0-08-042695-6. [2] DRZAL, L. T., M. J. RICH and P. F. LLOYD. Adhesion of Graphite Fibers to Epoxy Matrices: I. The Role of Fiber Surface Treatment. The Journal of Adhesion. 1983, Vol. 16, pp. 1–30. [3] BROUTMAN, L. J., AGARWAL, B. D. A theoretical study of the effect of an interface on the properties of composites. Polym. Eng. Sci. 1974, Vol. 14, pp. 581–588. [4] LABRONICI, M., ISHIDA, H. Toughening composites by fiber coating. A review. Compos. Interfaces. 1994,Vol. 2, pp. 199 - 234. [5] DWIGHT, D. W. Glass fiber reinforcements. Comprehensive Composite Materiále (Ed. A. Kelly, C Zweben). Amsterdam: Elsevier, 2000, Vol. 1, pp. 231 – 261. ISBN 0-080437192. [6] NISHIOKA, G. M. Interaction of organosilanes with glass fibers. J. Non-Cryst. Solids. 1990, Vol. 120, pp. 102–107. [7] WANG, W., DiBENEDETTO, A. T. A modified silane treatment for superior hydrolytic stability of glass reinforced composites. J. Adhes. 1999, Vol. 68, pp. 183–201. [8] THOMASON, J. L. The interface region in glass–fiber-reinforced epoxy–resin composites. 3. Characterization of fiber surface-coatings and the interphase. Composites. 1995, Vol. 26, pp. 487–498. [9] LI, R. L., L. YE and Y. W. MAI. Application of plasma technologies in fibre reinforced polymer composites. Compos. Part A. 1997, Vol. 28, pp. 73-86. [10] KIM, J. K. and Y. W. MAI. High strength, high fracture toughness fiber composites with interface controle – a review. Compos. Sci. Technol. 1991, Vol. 41, pp. 333 – 378. [11] WROBEL, A. M., WERTHEIMER, M. R. Plasma-polymerized organosilicones and organometallics. In: d’Agostino, R., editor. Plasma deposition, treatment, and etching of polymers. New York: Academic Press, 1990, pp. 163–268. [12] SEGUI, Y. Plasma deposition from organosilicon monomers. In: d’Agostino, R., Favia, P., Fracassi, F., editors. Proc NATO ASI plasma processing of polymers. Acquafredda di Maratea: Kluwer Academic Publisher, 1997, pp. 305–19. [13] CECH, V. Plasma polymer films: from nanoscale synthesis to macroscale functionality. In: Zhang, S., editor. Nanostructured thin films and coatings.Vol. 1. New York: CRC Press, 2010, pp. 481–527. [14] CECH, V. Plasma-polymerized organosilicones as engineered interlayers in glass fiber/polyester composites. Compos. Interfaces. 2007, Vol. 14, pp. 321–34. [15] CECH, V. Plasma polymer film as model interlayer for polymer composites. IEEE Trans. Plasma Sci. 2006, Vol. 34, pp. 1148–55.

160

[16] DRZAL, T. L.; HERRERA-FRANCO, P. J.; HO, H. Fiber–Matrix Interface Tests. Comprehensive Composite Materials (Kelly, A., Zweben C., ed.). Vol. 1. Amsterdam: Elsevier, 2000, pp. 71-111. ISBN 0-08-0429939. [17] CECH, V., R. PRIKRYL, R. BALKOVA, J. VANEK and A. GRYCOVA. The influence of surface modifications of glass on glass fiber/polyester interphase properties. J. Adhesion Sci. Technol. 2003, Vol. 17, pp. 1299-1320. [18] OLIVER, W. C., PHARR, G. M. An improved technique for determining hardness and elastic modulus using load and displacement sensing indentation experiments. J. Mater. Res. 1992, Vol. 7, pp. 1564–1583. [19] OWENS, D. K., WENDT, R. C. Estimation of the surface free energy of polymers. J. Appl. Polym. Sci. 1969, Vol. 13, pp. 1741–1747. [20] KAELBLE, D. H. Dispersion-polar surface tension properties of organic solids. J. Adhes. 1970, Vol. 2, pp. 66–81. [21] KAELBLE, D. H., CIRLIN, E. H. Dispersion and polar contributions to surface tension of poly(methylene oxide) and Na-treated polytetrafluorethylene. J. Polym. Sci.: Part A, 1971, Vol. 2, pp. 363–368. [22] CECH, V., JANECEK, P., LASOTA, T., BURSA, J. A fiber-bundle pull-out test for surfacemodified glass fibers in GF/polyester composite. Compos. Interfaces. 2011, Vol. 18, pp. 309–322. [23] The Interfacial Testing System (ITS). The Dow Chemical Company, Freeport, Texas. [24] LIN-VEIN, D., COLTHUP, N. B., FATELEY, W. G., GRASSELLI, J. G. The handbook of infrared and Raman characteristic frequencies of organic molecules. San Diego: Academic Press, 1991, p. 85. [25] PRIKRYL, R., CECH, V., KRIPAL, L., VANEK, J. Adhesion of pp-VTES films to glass substrates and their durability in aqueous environments. Int. J. Adhes. Adhes. 2005, Vol. 25, pp. 121– 125. [26] PLUDDERMAN, E. P. Silane Coupling Agents. New York: Plenum press, 1991, 2nd ed., ISBN 0-306-43473-3. [27] CECH, V., VANEK, J., GORUPPA, A. A., JONES, F. R. RF-power-controlled Young’s modulusof plasma-polymerized organosilicon films. J. Mater. Sci. 2005, Vol. 40, pp. 5099– 5102. [28] DRZAL, L. T.; HO, H. Evaluation of interfacial mechanical properties of fiber reinforced composites using the microindentation method. Composites, 1996, Vol. 27, part A, pp. 961971. [29] KNOB, A., BABIK, A., CECH, V., DRZAL, L. T. Examination of fiber-matrix adhesion in fiber/polyester composites with controlled interphase by microindentation technique. In Polymerní kompozity 2013. 2013. pp. 25-31. ISBN: 978-80-261-0213- 7.

161

HYDROFOBNÍ EPOXIDOVÉ SYSTÉMY PRO VENKOVNÍ POUŽITÍ František Socha, Pavla Švíglerová, SYNPO, a.s. Pardubice

Abstrakt Byla vyvinuta nová hydrofobní cykloalifatická pryskyřice, která byla porovnána z hlediska hydrofobicity se standartní cykloalifatickou pryskyřicí a také se standartní hydrofobní epoxidovou pryskyřicí. Hydrofobicita byla stanovena proměřením kontaktního úhlu a to u nových vzorků, ale také po expozici Coronou.

Abstract The new hydrophobic cycloaliphatic resin was developed and compared with standard cycloaliphatic resin and standard hydrophobic cycloaliphatic resin from hydrophobicity point of view. Measurement of contact angle was used for all samples and for samples after Corona treatment to prove the hydrophobicity.

Klasické epoxidové pryskyřice na bázi bisfenolu A se používají pro celou řadu aplikací a jejich značnou nevýhodou je poměrně nízká stálost při venkovním použití. Jednou z takových aplikací jsou zalévací systémy pro elektrotechniku. Konkrétně se jedná o zalévací hmoty sloužící jako isolanty pro transformátory a isolátory. Přibližně 70% takových výrobků se používá v prostředí bez přístupu slunečního záření. Asi 30% je ovšem určena pro venkovní použití a jsou tak vystaveny nejen slunečnímu záření, ale také ostatním klimatickým vlivům jako je například déšť. Pro takové účely se používají cykloalifatické pryskyřice na bázi například hexahydroftalanhydridu nebo hydrogenovaného bisfenolu A. Velké uplatnění pak nacházejí modifikované cykloalifatické pryskyřice s hydrofobním charakterem, nazývané někdy jako HCEP. Kompletní epoxidový systém pro zalévání se skládá z několika složek. Základem je epoxidová pryskyřice, která je vytvrzovaná především kapalnými anhydridy. Pro správné nastavení reaktivity je nutné použít urychlovač. Další složkou může být flexibilizátor, který je nutno použít v případě potřeby získat komplikovaný odlitek se zvýšenou houževnatostí. Tyto zmíněné kapalné složky tvoří 30-40% systému. Podstatnou část pak tvoří plniva a to především mikromletý písek, pro venkovní použití je to silanizovanýmikromletý písek a při požadavku snížení hořlavosti je možné použít oxid-hydroxid hlinitý. Poslední z hlediska obsahu málo významný je pigment, který ve většině případech, propůjčuje výrobkům tmavě červenou nebo hnědou barvu. Obecně se dá konstatovat, že většina epoxidových vytvrzených systémů má hydrofobní charakter, znamená to, že povrch je velice špatně smáčený vodou. U klasických epoxidových systémů na bázi bisfenolu A to nemá velký význam, protože výrobky z těchto systémů jsou používány v interiéru nebo jsou chráněny v bednách či jiných podobných „obalech“. U systémů na bázi cykloalifatických pryskyřic, kde jsou produkty vystaveny slunci a dešti, je hydrofobní charakter významný. Postupně se ovšem ukázalo, že vlivem venkovního prostředí tyto systémy postupně ztrácí hydrofobní charakter a následně dochází vlivem zvýšené nasákavosti k znehodnocení výrobku. V současné době jsou na trhu HCEP, které našly poměrně velké uplatnění, ale jejich značnou nevýhodou je jejich nestabilita. Ta se projevuje již na pohled velmi silným mléčným zákalem a během skladování dochází až k rozsazení epoxidové vrstvy a siloxanové vrstvy, která je v produktu obsažena. Při zpracování takové pryskyřice je nutné míchání během dávkování

162

pryskyřice a při případném stání již namíchané směsi pak dochází k oddělování částí se siloxanem. Technologie zpracování pak musí být složitější a hlavně při odlévání velkých výrobků často dochází k problémům. Standardní HCEP pryskyřice obsahuje jako hlavní složku cykloalifatickou pryskyřici, OH terminovaný polysiloxan, cyklický polysiloxan, případně polysiloxanpolyetherkopolymer a také neionogenní fluoroalifatickou povrchově aktivní látku, která by měla zajistit alespoň částečnou stabilitu. Vzhledem k problémům se stabilitou a velkým tlakem zpracovatelů těchto pryskyřic, byla vyvinuta nová HCEP pryskyřice, která je při teplotách od 15°C čirá a velice stabilní. Při teplotách pod 15°C se projevuje slabý zákal, který se opět při zvýšení teploty nad 15°C ztratí. Pryskyřici není nutno míchat ani při nízkých teplotách – je velmi stabilní a nedochází k rozdělení epoxidové a siloxanové vrstvy. Tato pryskyřice je z hlediska složení jednodušší. Hlavní složkou je cykloalifatická pryskyřice, druhou složkou je cyklický polysiloxan a třetí váhově málo významnou, ale z pohledu konečné stability velmi významnou složkou jsou nanočástice se speciální povrchovou úpravou. Použité nanočástice nemají vliv na konečné hlavně elektrické vlastnosti. Vlastní hodnocení hydrofobicity se provádí především měřením kontaktního úhlu. Hydrofobní povrch

Hydrofilní povrch

Vysoký

Kontaktní úhel

Nízký

Špatná

Smáčivost

Dobrá

Nízká

Volná povrchová energie

Vysoká

Kapalina dobře smáčí povrch tuhé fáze, jestliže kapka kapaliny (A), umístěná na povrch tuhé fáze (B) zůstane ve formě kapky s ostrým úhlem smáčení (0°<θ<55° dobře smáčivý povrch, 55°<θ<90° špatně - velmi špatně smáčivý povrch, θ>90° nesmáčivý povrch). Mezifázová energie γBC, je větší než mezifázová energie γAB mezi kapalinou A tvořící kapku a fází B. Za předpokladu, že vliv gravitace může být zanedbán, je podmínka rovnováhy pro kapku kapaliny na tuhém povrchu dána Youngovou rovnicí:

Mezifázová energie je práce potřebná k vratnému a izotermnímu vzniku jednotkové plochy fázového rozhraní, spojenému s převodem molekul z nitra objemové fáze do fázového rozhraní. Jednotkou mezifázové energie (nebo-li volné mezifázové energie) je J.m–2. Mezifázová energie je číselně i rozměrově rovna mezifázovému napětí. Nejdříve jsme proměřili hydrofobicitu u vybraných cykloalifatických systémů a to u čerstvě připravených vzorků bez následného zatížení. Proměřili jsme standardní cykloalifatický systém STCEP), standartní hydrofobní cykloalifatický systém (STHCEP) a nový hydrofobní cykloalifatický systém (NHCEP).

163

Tabulka 1: Stanovení volné povrchové energie a kontaktního úhlu 2

Vzorek

Volná povrchová energie (mJ/m ) g

STCEP

STHCEP

NHCEP

Kontaktní Úhel θ (°)

Sg-

Sg+

37,12

1

0,49

0,79

37,74

2

0,48

0,75

30,17

1

1,46

2,94

30,70

2

1,50

1,73

30,34

1

0,39

0,39

30,86

2

0,41

0,41

voda

glycerol

75,27±1,79

67,11±4,86

86,69±12,0 7

79,17±18,4 1

88,10±6,54

77,09±9,24

1 - Kwok-Neumann model, 2 - Li-Neumann model

Výsledky jasně ukazují, že hydrofobní pryskyřice vykazují vyšší hydrofobicitu, než klasická cykloalifatická pryskyřice. Porovnání hydrofobicity, obou hydrofobních pryskyřic, je trochu znehodnocenou velkými chybami měření, ale i tak lze konstatovat, že výsledky jsou prakticky stejné. V další části jsme se pokoušeli zjistit, jak se bude chovat hydrofobní charakter systémů po expozici na povětrnosti. Vzhledem k časové náročnosti, která by byla nutná pro stárnutí vzorků přirozeným postupem, jsme se rozhodli použít „částečné znehodnocení vzorků“ a to Coronou. U vzorků byl naměřen kontaktní úhel před použitím Corony a pak následně znovu proměřen po použití Corony, po 5, 10, 25, 50, 100 a 150 hodinách. Pro zjednodušení byly stanoveny pouze kontaktní úhly. Tabulka 2: Stanovení kontaktního úhlu po expozici Coronou Po použití Corony Vzore k

Před použití m Corony

Index

hod

100 hod

150 hod

150 hod/před Coronou

0

5

10

25

50

hod

hod

hod

hod

STCE P

75

3

28

46

54

57

59

60

80%

STHC EP

87

5

66

72

78

81

83

84

96,6%

NHCE P

88

5

66

74

80

82

83

84

95,5%

Výsledky ukazují, že po expozici Coronou standardní cykloalifatický systém vykazoval poměrně vysoký úbytek hydrofobicity, který byl po 150 hodinách 20%. U obou hydrofobních systémů došlo k úbytku hydrofobicity do 5%. Po použití korony dojde k úplné ztrátě hydrofobicity. Postupně dochází k regeneraci hydrofobicity. U standardní cykloalifatické pryskyřice je regenerace pomalejší a postupně se dostaneme pouze na 80% původního stavu. U HCEP je regenerace relativně rychlá. Už po 5 hodinách se dostaneme na 75% a po 25 hodinách je hodnota na 90%. Po 100 hodinách se již dostáváme na více jak 95%.

164

ZÁVĚR Podařilo se připravit novou hydrofobní cykloalifatickou pryskyřici, která nejen vykazuje velice dobrý hydrofobní charakter, ale je velice stabilní bez nutnosti míchání jako u standardního HCEP. Můžeme konstatovat, že byl tak připraven HCEP druhé generace. Použití této pryskyřice bude pro zalévací hmoty při výrobě transformátorů, isolátorů a jiných elektrických součástí. Další použití bude směřováno do kompozitních systémů pro pultruzi, navíjení a klasickou laminaci.

165

NÁVRH A VÝROBA KOMPOZITNÍHO LUKU DESIGN AND MANUFACTURING OF COMPOSITE BOW BEK Lukáš1,a, Václav Hrdlička1,b a KOTTNER Radek1,c 1

Západočeská univerzita v Plzni, Fakulta aplikovaných věd, NTIS – Nové technologie pro informační společnost, Evropské centrum excelence, Univerzitní 22, 306 14 Plzeň, ČR a

[email protected], [email protected], [email protected]

ABSTRAKT Práce se zabývá návrhem luku z uhlíkového vláknového kompozitu. Parametricky byl vytvořen výpočtový model pomocí konečnoprvkového softwaru Abaqus a programovacího jazyka Python. Pomocí pareto-optimalizace byl navržen optimální tvar, který vyhověl požadavkům na nátahovou sílu a maximální napětí s cílem dosáhnout co nejnižší hmotnost a nejvyšší množství v luku akumulované energie. Luk byl následně vyroben v autoklávu z netkané textilie s jednosměrovými uhlíkovými vlákny prosycenými epoxidovou pryskyřicí. Klíčová slova: Deflexně reflexní luk, kompozitní materiál, netkaná textilie, uhlíková vlákna, optimalizace.

ABSTRACT This work deals with design of a bow made of carbon fibre composite. Parametrical computational model was created using finite element software Abaqus and programming language Python. Pareto-optimization process was used for determination of optimal shape which could comply with requirements for draw force and maximum stresses. The aim was to minimize the weight and to maximize the energy stored in the bow. The bow was manufactured from non-crimped fabric and epoxy resin in an autoclave.

ÚVOD Použití kompozitních materiálů se stále více rozšiřuje a tím pádem často dochází k nahrazování materiálů klasických. V kosmickém, leteckém ale i automobilovém průmyslu jsou tyto materiály využívány díky vysokému poměru tuhosti k hmotnosti a pevnosti k hmotnosti již poměrně dlouhou dobu, nicméně díky snižování ceny dochází stále častěji k jejich využití i ve sportovním průmyslu. Výhody kompozitních materiálů lze využít ve sportovních odvětvích, kde sportovní náčiní podléhá ohybovému namáhání a tím pádem je využita tuhost materiálu a zároveň dochází k rychlému pohybu náčiní a je tedy vyžadována nízká hmotnost jako například u lyží, hokejky, tenisové rakety nebo sportovního luku. Právě v případě sportovního luku lze s výhodou využít nejen tuhostně-hmotnostní poměr, ale i možnost výroby libovolného tvaru. Tvarovou a materiálovou optimalizací tak lze výrazně zvýšit účinnost luku [1]. Předmětem práce, jež byla uvažována jako studentský projekt zakončený bakalářskou prací, byl návrh luku z uhlíkového kompozitu. Pomocí tvarové optimalizace bylo při zadaných

166

omezeních, diskutovaných dále, dosaženo maximálního množství v luku akumulované energie při minimální hmotnosti. Navržený luk byl vyroben.

TYPY LUKŮ Obecně lze luky rozdělit na kladkové a nekladkové, přičemž u nekladkových luků dochází k akumulování energie ohybem těla luku. Dle tvaru je lze dělit na přímý tradiční, tradiční reflexní a na deflexní (viz obr. 1) [2]. Reflexní luk se vyznačuje tím, že bez napnuté tětivy je prohnutý na opačnou stranu než v případě s napnutou tětivou. Deflexní luk má tvar podobný jak bez napnuté tětivy, tak s napnutou tětivou. Většina současný luků je kombinací výše popsaných. Uvažujeme-li luk jako pružinu, lze energii v něm uloženou vyjádřit jako obsah plochy pod křivkou závislosti síly na délce nátahu (deflection-force curve - DFC). Zatímco u přímých luků je tato křivka konvexní, u reflexních luků je v počáteční fázi konkávní a v průběhu nátahu se změní na konvexní (viz obr. 2). Šrafováním je vyznačen rozdíl akumulované energie mezi reflexním a přímým lukem.

Obr. 1: Nekladkové luky: vlevo přímý tradiční, uprostřed tradiční reflexní a vpravo deflexní luk [2].

Energie předaná šípu během výstřelu je závislá na účinnosti luku [3], jež je definována jako poměr hmotnosti šípu a součtu hmotnosti šípu a virtuální hmoty. Tu lze chápat jako hmotu, která by při pohybu stejnou rychlostí, jakou se pohybuje šíp, měla kinetickou energii rovnou kinetické energii luku v okamžiku, kdy šíp luk opouští [4]. Běžná nátahová síla bývá mezi 107 N a 116 N při rozsahu nátahu 76 cm pomocí tří prstů, přičemž rozsah nátahu je definován jako součet délky předpětí (nejčastěji mezi 16 cm a 24 cm) a délky nátahu.

167

Obr. 2: Závislost síly na délce nátahu pro jednotlivé typy luků [1].

UVAŽOVANÉ MATERIÁLOVÉ VLASTNOSTI Materiálové vlastnosti kompozitního materiálu byly spočteny z materiálových vlastností uhlíkového vlákna a pryskyřice (matrice), které by navrhovány pro výrobu (viz tabulka 1). Objemový podíl vláken byl uvažován 50%. Materiálové vlastnosti tětivy byly stanoveny experimentem (viz tabulka 2). Tab. 1: Materiálové vlastnosti vlákna a matrice. Parametr

Hodnota

Ef – modul pružnosti vláken

290,0

[GPa]

f – Poissonovo číslo vláken

0,3

[–]

XTf – pevnost vláken v tahu

5600,0

[MPa]

Em – modul pružnosti matrice

3,0

[GPa]

m – Poissonovo číslo matrice

0,4

[–]

XTm – pevnost matrice v tahu

70,0

[MPa]

XCm – pevnost matrice v tlaku

120,0

[MPa]

Tab. 2: Materiálové vlastnosti tětivy. Parametr

Hodnota

E – modul pružnosti

3,0

[GPa]

 – Poissonovo číslo

0,3

[–]

168

NÁVRH LUKU Deflexně reflexní luk byl navrhován využitím konečnoprvkového (MKP) softwaru Abaqus [5], přičemž optimalizace probíhala za pomoci optimalizačního softwaru OptiSLang a programovacího jazyka Python, pomocí nějž byl celý výpočtový model vytvořen parametricky. Pro návrh byla zvolena nátahová síla 100 N (je uvažován nátah v jednom diskrétním bodě – pokud je tětiva natahována třemi prsty, je nátahová síla o cca 9 N větší) při rozsahu nátahu 76 cm. Zároveň bylo kontrolováno, aby při rozsahu nátahu 90 cm nepřekročila maximální napětí v luku příslušné dovolené hodnoty použitého kompozitního materiálu. Z důvodů snadné vyrobitelnosti byla stanovena konstantní šířka 3 cm. Tělo luku z kompozitního materiálu bylo simulováno pomocí skořepinových prvků, tětiva pomocí prutového prvku, přičemž jednotlivé části byly v místě přivázání tětivy pevně spojeny. Kompozitní materiál byl simulován jako nevrstvený příčně izotropní s materiálovými parametry dle tabulky 1. Orientace vláken byla definována tak, že kopírovala nejdelší hranu luku. Dále byla využita symetrie vzhledem k rovině xz dle značení na obrázku 3, což umožnilo modelovat jen polovinu luku. Tělu luku byly v rovině symetrie zakázány posuvy ve směru y a jednomu uzlu byly zakázány i posuvy v ostatních směrech. Mezi tělem a tětivou byl definován kontakt umožňující přenos všech normálových i tečných sil. Vlastní analýza sestávala ze tří kroků. Na počátku prvního byla tětiva kromě uvázání na tělo luku volná. Druhému (zatím volnému) konci tětivy byl v rámci prvního kroku udělen takový posuv, aby se tento bod dostal do roviny symetrie luku, čímž došlo k předepnutí luku. Volný konec se tak stal středem tětivy. Ve druhém kroku byl středu tětivy udělen posuv simulující zvýšení rozsahu nátahu luku na 76 cm a při třetím kroku byl rozsah nátahu zvýšen na 90 cm (viz obrázek 3). Na grafu na obrázku 4 je zobrazena DFC křivka pro daný výpočtový model. U daného designu je délka předpětí 20 cm. Z grafu je patrné, že křivka je zpočátku konkávní a při délce nátahu 10 cm se mění na konvexní.

Obr. 3: Výpočtový model se zobrazeným rozložením napětí ve směru vláken: vlevo s nataženou tětivou, uprostřed s rozsahem nátahu 76 cm a vpravo s rozsahem nátahu 90 cm.

169

Obr. 4: DFC křivka.

Předmětem pareto-optimalizace byla minimalizace hmotnosti při maximalizaci plochy pod DFC křivkou. Designovými proměnnými byly geometrické parametry (místa a poloměry zakřivení, proměnlivá tloušťka těla luku). Pro tento účel byl použit genetický algoritmus, přičemž optimalizace byla ukončena, pokud v po sobě jdoucích deseti generacích nebyl nalezen žádný návrh s lepším výsledkem, než již byly nalezeny. Průběh optimalizační smyčky je naznačen na obrázku 5.

Obr. 5: Průběh optimalizace.

170

VÝROBA Tělo luku s optimální geometrií bylo vyrobeno z uhlíkové jednosměrové netkané textilie (non-crimped fabric - NCF) s plošnou hmotností 298 g/m2 s vlákny Tenax 24K a epoxidové pryskyřice L285. Výroba probíhala laminováním do negativní formy, která byla vyrobena z dřevěných přířezů a tmelena do požadovaného tvaru. Do formy byla vkládána suchá vlákna, přičemž jednotlivé vrstvy byly fixovány proti posunutí. Prosycení probíhalo pomocí technologie VAP® (Vacuum Assisted Process). Pryskyřice byla následně dotvrzena v autoklávu při 80°C.

ZÁVĚR Pomocí tvarové optimalizace byl navržen deflexně reflexní luk z uhlíkového kompozitu s konstantní šířkou a proměnnou tloušťkou. Zároveň bylo kontrolováno, aby při rozsahu nátahu 90 cm nedošlo k porušení luku, které by mohlo znamenat zranění střelce. Výsledný design, jehož hmotnost byla 300 g, byl následně vyroben v negativní formě v autoklávu technikou VAP®.

PODĚKOVÁNÍ Tato práce byla podpořena Evropským fondem pro regionální rozvoj (ERDF), projekt „NTIS – Nové technologie pro informační společnost“, Evropské centrum excelence, CZ.1.05/1.1.00/02.0090 a studentským grantovým systémem SGS-2013-036

REFERENCE [1] LIEU D. K., KIM J., KIM K. C., Fundamentals of the Design of the Olymipic Recurve Bows, University of California, Berkeley, [cit. 2015-3-31], dostupné z: http://archery.berkeley.edu/wpcontent/uploads/2011/08/Fundamentals-of-the-Design-of-Olympic-Recurve-Bows.pdf [2] Začínáme s lukostřelbou [online], [cit. 2015-3-31], dostupné z: http://www.jilemnice.cz/cz/lukostrelba.pdf. [3] PARK K. R., What Function is Required for Bow, v Proceedings of the ISBS Conference, Seoul, Korea, 2008. [4] COTTERELL B., KAMMINGA J., Mechanics of pre-industrial technology, Cambridge University Press, Cambridge, 1990. [5] Manuál k softwaru Abaqus 6.12, Dassault Systèmes 2012

171

Sborník přednášek mezinárodní konference Polymerní kompozity 2015

Editor:

Bronislav Foller

Vydavatel: Počet výtisků: Místo vydání: Tiskárna: Datum vydání:

RPIC – ViP s.r.o. 115 ks Ostrava in-PRESS CZ s.r.o. 20.05.2015

ISBN 978-80-905224-2-8 172