{"id":16478,"date":"2024-09-19T12:51:26","date_gmt":"2024-09-19T10:51:26","guid":{"rendered":"https:\/\/dev.shimadzu-testing.com\/?p=16478"},"modified":"2025-11-24T11:34:35","modified_gmt":"2025-11-24T10:34:35","slug":"validation-of-applicability-of-modified-notch-compression-interlaminar-shear-test-method-for-gfrp-plain-woven-materials-using-homogenization-analysis","status":"publish","type":"post","link":"https:\/\/shimadzu-testing.com\/de\/wissen-wie\/spezielle-anwendungen\/validation-of-applicability-of-modified-notch-compression-interlaminar-shear-test-method-for-gfrp-plain-woven-materials-using-homogenization-analysis\/","title":{"rendered":"Validierung der Anwendbarkeit einer modifizierten interlaminaren Kerbdruck-Scherpr\u00fcfmethode f\u00fcr GFK-Gewebe mittels Homogenisierungsanalyse"},"content":{"rendered":"
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Abstrakt<\/strong><\/h2>\nWir untersuchten die Anwendbarkeit der modifizierten interlaminaren Kerbdruck-Scherpr\u00fcfmethode, die f\u00fcr die Ermittlung der interlaminaren Schereigenschaften von thermoplastischem CFK geeignet ist, auf GFK-Gewebe, die in der Industrie weit verbreitet sind.\nEin CAE-Analysemodell wurde auf der Grundlage der Ergebnisse der mesoskaligen Strukturbeobachtung durch R\u00f6ntgen-CT erstellt, und es wurde eine Homogenisierungsanalyse durchgef\u00fchrt, die sich auf die Zwangsbedingungen des Probek\u00f6rpers unter dem Gesichtspunkt des Reibungskoeffizienten konzentrierte. Die gemessenen Werte und die Analyseergebnisse zeigten eine gute \u00dcbereinstimmung.\n\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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Abb. 2 Aufbau des Aufnahmeger\u00e4ts<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Abb. 3 Pr\u00fcfaufbau mit eingesetzter Probe<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Einf\u00fchrung<\/strong><\/h2>

In den letzten Jahren wurden glasfaserverst\u00e4rkte Kunststoffe (GFK), die eine hohe spezifische Festigkeit und eine hervorragende Verarbeitungs- und Formbarkeit aufweisen, in gro\u00dfem Umfang f\u00fcr elektronische Substrate, Schiffe und Kfz-Au\u00dfenteile verwendet und sind zu einem unverzichtbaren Material geworden. GFK ist ein Verbundwerkstoff mit Anisotropie und zeigt ein kompliziertes Verformungs- und Bruchverhalten, das von der Richtung der Hauptbelastungsachse abh\u00e4ngt: Zug, Druck, Biegung, Scherung in der Ebene, interlaminare Scherung und Scherung au\u00dferhalb der Ebene oder eine Kombination dieser Eigenschaften. Bei der Konstruktion von Produkten mit Hilfe von Computer Aided Engineering (CAE) besteht ein gro\u00dfer Bedarf an Pr\u00fcfverfahren, mit denen das Versagensverhalten jedes einzelnen Bauteils bewertet werden kann.


*1 Cybernet Systems Co, Ltd. Abteilung Mechanik CAE.
*2 SHIMADZU CORPORATION


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Der flammhemmende Typ 4 (FR4), der aus Glasfasern und Epoxidharz besteht, wird h\u00e4ufig in Leiterplatten f\u00fcr elektronische Ger\u00e4te verwendet.<\/p>

Der Hintergrund f\u00fcr den h\u00e4ufigen Einsatz von FR4 ist die Tatsache, dass das GFK-Gewebe hohe elektrische Isolationseigenschaften und Nichtentflammbarkeit aufweist und sich die Oberfl\u00e4che aufgrund der verst\u00e4rkenden Wirkung der Glasfasern bei W\u00e4rmeeinwirkung kaum ver\u00e4ndert. Da dieses Material jedoch eine laminierte Struktur hat, sind die Fasern in der Ebene orientiert, aber es gibt fast keine Faserorientierung zwischen den Laminaten, was es zu einer harzreichen Struktur macht. W\u00e4hrend die mechanischen Eigenschaften in der Ebene ausgezeichnet sind, ist die Verst\u00e4rkungswirkung der Fasern in der interlaminaren Richtung schwach, so dass die physikalischen Eigenschaften des Matrixharzes vorherrschen und ein nichtlineares Verhalten aufgrund der Flie\u00dff\u00e4higkeit des Harzes zu erwarten ist. Es ist wichtig, die interlaminaren Schereigenschaften genau zu verstehen, um das Verformungsverhalten, das stark von den Eigenschaften des Matrixharzes abh\u00e4ngt, wie z. B. Biegen und Sch\u00e4len, durch numerische Simulationen zu reproduzieren.

Mehrere Pr\u00fcfverfahren wurden als repr\u00e4sentative Methoden zur Messung der interlaminaren Schereigenschaften von Verbundwerkstoffen vorgeschlagen (1-3). Bei jeder Pr\u00fcfmethode ist die Form der Vorrichtung kompliziert, und es ist schwierig, einen Probek\u00f6rper f\u00fcr eine interlaminare Scherpr\u00fcfung herzustellen, da die Gr\u00f6\u00dfe des Probek\u00f6rpers in Bezug auf die Laminierungsrichtung des Verbundwerkstoffs lang sein muss

(4). Die interlaminare Scherfestigkeitspr\u00fcfung durch Kerbdruck, bei der eine Druckbelastung auf die Endfl\u00e4che eines kleinen Probek\u00f6rpers ausge\u00fcbt wird, wie sie in JIS K 7092 beschrieben wird, ist eine weit verbreitete Pr\u00fcfmethode, mit der die interlaminare Scherfestigkeit von kohlenstofffaserverst\u00e4rkten Kunststoffen (CFK) leicht bewertet werden kann.
(5). Die f\u00fcr diese Pr\u00fcfung erforderliche Probek\u00f6rpergr\u00f6\u00dfe in Laminierrichtung betr\u00e4gt nur 3,5 bis 6,5 mm, so dass die Herstellung von Probek\u00f6rpern mit geringem Materialeinsatz problemlos m\u00f6glich ist. Allerdings kann mit dieser Pr\u00fcfmethode die Scherdehnung nicht ermittelt werden, da der Bereich, in dem sich die interlaminare Scherdehnung konzentriert, sehr schmal ist.<\/p>


Was jedoch die Druckpr\u00fcfung von duroplastischem CFK betrifft, so wurde in der bisherigen Forschung
(6) Es wurde durch Berechnungen vorgeschlagen, dass der interlaminare Scherdehnungsbereich durch eine gr\u00f6\u00dfere \u00dcberlappung der Kerbnuten erweitert werden kann. In den letzten Jahren wurden Beispiele f\u00fcr modifizierte gekerbte interlaminare Druckscherversuche ver\u00f6ffentlicht, bei denen der interlaminare Scherdehnungsbereich durch Vertiefung der gekerbten Nut eines Probek\u00f6rpers erweitert werden kann und ein Dehnungsmessstreifen im Verformungsbereich angebracht werden kann
(4). Es wurde festgestellt, dass die nichtlinearen Eigenschaften der interlaminaren Scherung direkt aus der berechneten nominalen Scherspannung, die durch Division der von der Pr\u00fcfmaschine erhaltenen Druckkraft durch die Scherfl\u00e4che zwischen den gekerbten Rillen erhalten wurde, und der gemessenen Dehnung, die mit dem Dehnungsmessstreifen erhalten wurde, ermittelt werden k\u00f6nnen. Bei dieser Pr\u00fcfmethode wurde eine mit der Pr\u00fcfmaschine synchronisierte Digitalkamera verwendet, um kleine Bereiche zu beobachten und zu bewerten, und die Dehnungsmessung wurde mittels digitaler Bildkorrelationsanalyse (DIC) durchgef\u00fchrt. Durch die Verwendung der DIC-Analyse f\u00fcr die Dehnungsmessung wurde festgestellt, dass die interlaminare Scherdehnung von einer kleinen bis zu einer gro\u00dfen Verformung leicht gemessen werden kann, ohne dass man sich Gedanken \u00fcber das Abfallen oder die Messgrenzen w\u00e4hrend der DMS-Messung machen muss. In diesem Beitrag wird untersucht, ob die modifizierte Kerbdruckpr\u00fcfmethode, mit der sich die interlaminaren Schereigenschaften von thermoplastischem CFK effektiv ermitteln lassen, auch auf einfach gewebtes GFK, ein in der Industrie weit verbreitetes endlosfaserverst\u00e4rktes Material, anwendbar ist.<\/p>


Andererseits haben die Bem\u00fchungen, einen Teil der tats\u00e4chlichen Tests durch numerische Simulationen (CAE-Analysen) zu ersetzen, als Reaktion auf die Senkung verschiedener Kosten im Zusammenhang mit der Herstellung von Prototypen und die j\u00fcngste Bewegung zur F\u00f6rderung der digitalen Transformation (7) im Zusammenhang mit dem neuen Coronavirus-Problem an Bedeutung gewonnen. Die f\u00fcr eine CAE-Analyse erforderlichen Eingabedaten lassen sich grob in drei Arten unterteilen: Analysemodelle, Materialeigenschaften und Randbedingungen. Insbesondere ist es sehr schwierig, Materialeigenschaften f\u00fcr Verbundwerkstoffe mit Anisotropie zu erhalten. Das elastische Verhalten isotroper Materialien wird durch vier Eigenschaften charakterisiert: Elastizit\u00e4tsmodul, Poisson-Zahl, Schermodul und Volumenmodul. Im Allgemeinen werden der Elastizit\u00e4tsmodul und die Poissonzahl, die experimentell leicht zu messen sind, als Eingangswerte verwendet, und die Messung des Schermoduls ist nicht erforderlich. Bei anisotropen Materialien sind Elastizit\u00e4tsmodul und Schermodul jedoch unabh\u00e4ngig voneinander und m\u00fcssen unabh\u00e4ngig voneinander gemessen werden.<\/p>


Parallel zu den Bem\u00fchungen, den Schermodul, wie oben beschrieben, durch Versuche zu ermitteln, wurden viele Studien zur analytischen Vorhersage von Materialeigenschaften durchgef\u00fchrt.
Die Mischungsregel (8), die als die klassischste Methode bekannt ist, erm\u00f6glicht die Vorhersage von Materialeigenschaften durch einfache Berechnungen, die manuell durchgef\u00fchrt werden k\u00f6nnen. Die Mischungsregel geht jedoch davon aus, dass die Fasern und Harze, aus denen der Verbundwerkstoff besteht, in Reihe oder parallel zur Richtung der Belastungsachse geschaltet sind, oder anders gesagt, es werden zur Vereinfachung der Berechnung idealisierte Bedingungen angenommen, so dass sie nur auf sehr begrenzte Verbundwerkstoffe wie unidirektionale Verst\u00e4rkung angewendet werden kann. Die von Eshelby (8) vorgeschlagene Methode des \u00e4quivalenten Einschlusses und ihre Erweiterung, die Mori\/Tanaka-Theorie (9), k\u00f6nnen auf mehr Verbundwerkstoffe angewandt werden als die Mischungsregel, aber ihre Wirksamkeit ist au\u00dfer bei Verbundwerkstoffen mit diskontinuierlichen Fasern, wie z. B. Spritzgussprodukten, nicht ausreichend nachgewiesen, da die theoretische Entwicklung auf der Annahme beruht, dass die Einschlussform ein Sph\u00e4roid ist. Die in dieser Arbeit angewandte Homogenisierungsmethode (10) erregt Aufmerksamkeit als eine Methode, die diese Probleme l\u00f6sen kann. Bei der Homogenisierungsmethode wird ein Modell, das die mesoskalige Struktur eines Verbundwerkstoffs darstellt (im Falle von GFK die Gr\u00f6\u00dfe, bei der die heterogene Struktur von Fasern und Harz beobachtet werden kann), zur Simulation einer Materialpr\u00fcfung mit der Finite-Elemente-Methode verwendet, und es wird eine numerische Pr\u00fcfung durchgef\u00fchrt, um das scheinbare Materialverhalten zu bewerten und die Materialeigenschaften zu messen. Da die Wechselwirkung zwischen den Fasern genau ber\u00fccksichtigt werden kann, l\u00e4sst sich das obige Problem f\u00fcr jeden Verbundwerkstoff generisch l\u00f6sen.<\/p>

In den letzten Jahren gibt es eine starke Tendenz, neue Materialien aktiv zu nutzen, um die Leistung von Produkten zu verbessern, und es werden nach und nach neue Verbundwerkstoffe auf den Markt gebracht. Die Vielseitigkeit der Homogenisierungsmethode macht sie zum geeignetsten Ansatz f\u00fcr die Trends in diesem Materialmarkt. Einzelheiten zur Homogenisierungsmethode finden Sie in der vorliegenden Application Note Nr. 58 (11). Es ist wichtig, an dieser Stelle zu betonen, dass die Homogenisierungsmethode auch Eingangsinformationen wie die Form der Mikrostruktur und die Materialeigenschaften der einzelnen Fasern und Harze ben\u00f6tigt, um Simulationen durchzuf\u00fchren. Mit anderen Worten: Das Problem, physikalische Eigenschaften zu erhalten, kann nicht allein durch Analysetechnik gel\u00f6st werden, sondern die Eigenschaften von Verbundwerkstoffen k\u00f6nnen nur durch eine Kombination von Messung und Analyse bestimmt werden.<\/p>


In der Application Note Nr. 58 wurden Beispiele f\u00fcr die \u00dcberpr\u00fcfung der einachsigen Zugeigenschaften von Verbundwerkstoffen durch eine Kombination aus Messung und Analyse vorgestellt. In diesem Artikel liegt der Schwerpunkt auf dem Scherverformungsmodus, und es wird ein Forschungsbeispiel vorgestellt, das Messung und Analyse kombiniert. Zun\u00e4chst wurde ein analytisches Modell erstellt, das auf den Ergebnissen der Beobachtung der heterogenen mesoskaligen Struktur durch R\u00f6ntgen-Computertomographie (CT) basiert, und die Eigenschaftswerte wurden durch eine Homogenisierungsanalyse vorhergesagt. Die G\u00fcltigkeit des Modells wurde durch den Vergleich der vorhergesagten Ergebnisse mit den tats\u00e4chlichen Ergebnissen f\u00fcr reine Scherung \u00fcberpr\u00fcft. Dar\u00fcber hinaus wurde eine separate Analyse durchgef\u00fchrt, bei der die durch die im Versuch verwendete Pr\u00fcfvorrichtung (eine Vorrichtung gem\u00e4\u00df JIS K 7092) auferlegten Zwangsbedingungen des Probek\u00f6rpers mithilfe eines Reibungskoeffizienten reproduziert wurden. Die analytischen Ergebnisse wurden mit den experimentellen Ergebnissen verglichen, um die G\u00fcltigkeit der experimentellen Ergebnisse zu \u00fcberpr\u00fcfen.<\/p>\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t

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Bestimmung der verschiedenen f\u00fcr die Erstellung des Modells erforderlichen Parameter
\nBewertung der interlaminaren Schereigenschaften von GFK-Gewebe\n<\/h2>\nWie in Abb. 1 dargestellt, wurde der Probek\u00f6rper aus einer flachen GFK-Gewebeplatte mit einer Dicke von etwa 10 mm hergestellt. Die Gesamtl\u00e4nge des Probek\u00f6rpers betrug 80 mm, und um die Scherbelastung zwischen den eingekerbten Nuten zu konzentrieren, die einer Scherbelastung ausgesetzt sind, wurden die eingekerbten Nuten um 1 mm \u00fcberlappt, um den Scherverformungsbereich gegen\u00fcber der in JIS K 7092 (5) spezifizierten Form zu erweitern, und die Dehnungsverteilung im Scherverformungsbereich wurde gleichm\u00e4\u00dfig gestaltet (4). Die Spaltbreite der Kerbnuten wurde auf 1 mm festgelegt. Auf die Oberfl\u00e4che des Probek\u00f6rpers wurde ein Zufallsmuster aufgebracht, indem ein schwarzes und anschlie\u00dfend ein wei\u00dfes Spray aufgetragen wurde. Der Probek\u00f6rper wurde in ein System f\u00fcr interlaminare Scherpr\u00fcfungen eingespannt, das aus einer JIS K 7092-konformen Vorrichtung und einem Druckbrett mit einem Mechanismus zur Einstellung der Parallelit\u00e4t bestand.\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Abb. 1 Form des Pr\u00fcfk\u00f6rpers<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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Abb. 2 zeigt das System f\u00fcr die interlaminare Scherpr\u00fcfung und den Zustand nach dem Einsetzen des Pr\u00fcfk\u00f6rpers. Abb. 3 zeigt den Aufbau der JIS K 7092-konformen Spannvorrichtung. Die JIS K 7092-konforme Vorrichtung wird grob in eine Zwangsvorrichtung, die ein Ausknicken des Probek\u00f6rpers aus der Ebene verhindert, und eine Sockelkomponente, die eine Druckkraft auf die untere Endfl\u00e4che des Probek\u00f6rpers aus\u00fcbt, unterteilt. Um den Gleitwiderstand des Probek\u00f6rpers zu unterdr\u00fccken, weist die Einspannvorrichtung eine parallel zur Richtung der Pr\u00fcfkraft verlaufende Rillenstruktur auf. Der Gleitwiderstand kann auch durch \u00c4nderung des Anzugsmoments der vier Schrauben zur Befestigung und Verbindung der Einspannvorrichtung mit dem Sockelteil eingestellt werden. Bei dieser Pr\u00fcfung wurde ein Anzugsdrehmoment von 0,15 N-m gem\u00e4\u00df JIS K 7092 gew\u00e4hlt. Mit der in Abb. 4 gezeigten Pr\u00e4zisions-Universalpr\u00fcfmaschine Autograph\u2122 AGX\u2122-50kNV und einem speziellen ber\u00fchrungslosen Dehnungsaufnehmer TRViewX, der nicht durch das Verhalten des Probek\u00f6rpers au\u00dferhalb der Ebene beeinflusst wird, wurde ein Pr\u00fcfsystem konstruiert, das synchron mit dem Pr\u00fcfkraftsignal der Pr\u00fcfmaschine Beobachtungsbilder aufnehmen kann. Die Pr\u00fcfgeschwindigkeit betrug 0,5 mm\/min. Die Scherdehnung wurde durch eine DIC-Analyse mit GOM Correlate 2016 der GOM GmbH ermittelt.<\/p>\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t

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Abb. 2 Erscheinungsbild des interlaminaren Scherversuchssystems<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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(a) Zwangsspannvorrichtung (b) Zwangsspannvorrichtung und Sockel Abb. 3 Vorrichtung nach JIS K 7092<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Abb. 4 Universalpr\u00fcfmaschine Autograph\u2122 AGX\u2122 -V<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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\n\t\t\t\t\t\t\t\t\tDie Messung der Scherdehnung erfolgte durch Anbringen eines virtuellen Dehnungsmessstreifens mit einer Messl\u00e4nge von 1 mm in der Mitte zwischen den Kerbnuten unter einem Winkel von \u00b145\u00b0 zur Druckrichtung. Mit Gleichung (1) wurde die Scherdehnung \u03b3XZ auf der Grundlage des Ausgangswerts des virtuellen Dehnungsmessers berechnet.\n
\n
\n\u03b3XZ=|\u03b5_ (+45) |+|\u03b5_ (-45) | (1)\n

\n|\u03b5_ (+45) | : Absoluter Wert der Dehnung, der sich aus dem Ausgang des virtuellen Dehnungsmessstreifens ergibt, der bei + 45\u00b0 installiert ist\n

\n|\u03b5_ (-45) | : Absoluter Wert der Dehnung, der aus dem Ausgang des bei -45\u00b0 installierten virtuellen Dehnungsmessers gewonnen wird\n

\nDie Nenn-Schubspannung \u03c4XZ\nwurde aus Gleichung (2) berechnet.

\n\u03c4XZ= F\/ab (2)\n

\nF: Pr\u00fcfkraft (N), a: Abstand zwischen gekerbten Rillen (6,4 mm), b: Probenbreite (15 mm)\n

\nAbb. 5 zeigt das interlaminare Scherspannungs-Dehnungs-Diagramm des glatten gewebten GFK, das in diesem Test erhalten wurde. Die Beziehung zwischen Spannung und Dehnung von glattem GFK-Gewebe ist bis zu einer Scherspannung von etwa 30 MPa linear, danach wird sie jedoch nichtlinear und gibt bei etwa 50 MPa nach. Wie bereits erw\u00e4hnt, hat GFK-Gewebe eine Struktur, bei der mit Harz impr\u00e4gniertes Glasfasergewebe laminiert ist. Daher ist das GFK-Gewebe in der interlaminaren Richtung reich an Harz, und es wird angenommen, dass die Nichtlinearit\u00e4t aufgrund der Duktilit\u00e4tseigenschaften des Harzes auftritt. Abb. 6 zeigt Konturdiagramme der interlaminaren Scherdehnung aus den Ergebnissen der DIC-Analyse bei 10 bis 40 MPa. Die interlaminare Scherdehnung ist von Beginn der Pr\u00fcfung an gleichm\u00e4\u00dfig und breit zwischen den Kerben des GFK-Gewebes verteilt, und diese Tendenz bleibt auch dann erhalten, wenn die auf den Probek\u00f6rper aufgebrachte Last steigt. Aus der Beziehung mit der Spannung im linearen Anfangsbereich, 0,1 bis 0,3 % Dehnung in Abb. 5, wurde der interlaminare Schermodul durch die Methode der kleinsten Quadrate berechnet und betrug 2546,1 MPa.\n\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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Abb. 5 Scherspannungs-Dehnungs-Diagramm<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Abb. 6 Scherdehnungskonturdiagramme<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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Bewertung der Probeneinspannbedingungen durch Messung des Reibungskoeffizienten<\/h2>

Die Belastungsbedingungen der im interlaminaren Scherversuch verwendeten Probek\u00f6rper wurden durch Messung des Reibungskoeffizienten mit der Pr\u00e4zisions-Universalpr\u00fcfmaschine Autograph AGX-5NV und dem Reibungskoeffizienten-Messger\u00e4t gesch\u00e4tzt. Abb. 7 zeigt die Pr\u00fcfung. Bei der Durchf\u00fchrung der Pr\u00fcfung wurde eine flache Platte aus GFK-Gewebe mit einer Dicke von 10 mm auf den Pr\u00fcfraum der Pr\u00fcfmaschine gelegt, nachdem die gekerbte Probe ausgeschnitten worden war, und eine Spannvorrichtung wurde auf der flachen Platte installiert, so dass die Kontaktfl\u00e4che der Probe sie ber\u00fchren konnte. Die Pr\u00fcfgeschwindigkeit wurde auf 100 mm\/min eingestellt, und die Pr\u00fcfkraftdaten wurden ermittelt, wenn der Hub der Pr\u00fcfmaschine 100 mm betrug. Um die Reproduzierbarkeit der gewonnenen Daten zu best\u00e4tigen, wurden drei Tests durchgef\u00fchrt. Der dynamische Reibungskoeffizient f\u00fcr die Anwendung in der CAE-Analyse wurde aus den durchschnittlichen Pr\u00fcfkraftdaten f\u00fcr einen Hub von 20 bis 60 mm berechnet, die mit einer stabilen Pr\u00fcfkraft und dem Gewicht der Vorrichtung ermittelt wurden. Abb. 8 zeigt das Pr\u00fcfkraft-Hub-Diagramm, und Tabelle 1 zeigt die Berechnungsergebnisse des dynamischen Reibungskoeffizienten. Aus den obigen Ergebnissen geht hervor, dass der Koeffizient der dynamischen Reibung, der an der Kontaktfl\u00e4che zwischen der Probe und der Spannvorrichtung entsteht, 0,33 betr\u00e4gt.<\/p>\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t

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Abb. 7 Zustand der Pr\u00fcfung<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t\n\t\t\t\t\t\t\t\"Abb.\t\t\t\t\t\t\t\t<\/a>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t
Abb. 8 Kraft-Weg-Diagramm<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t\n\t\t\t\t\t\t\t\"Abb.\t\t\t\t\t\t\t\t<\/a>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t
Abb. 9 inspeXio\u2122SMX\u2122-225CT FPD HR PlusMikrofokus-R\u00f6ntgen-CT-System<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Erfassung von Daten \u00fcber die Form gekerbter Proben mit einem R\u00f6ntgen-CT-System<\/h2>\nMit dem in Abb. 9 gezeigten Mikrofokus-R\u00f6ntgen-CT-System inspXio\u2122 SMX\u2122-225 CT FPD HR Plus wurden Querschnittsbilder der gekerbten Probe aufgenommen, um die Form des analytischen Modells zu bestimmen. Unter den in Tabelle 2 aufgef\u00fchrten Bedingungen wurden CT-Bilder in der N\u00e4he der Kerbnut des Pr\u00fcfk\u00f6rpers aufgenommen und mehrere hundert Querschnittsbilder im DICOM-Format (Digital Imaging and Communications in Medicine) ausgegeben.\nAbb. 10 zeigt Querschnittsbilder und eine dreidimensionale Darstellung, die mit einer dreidimensionalen Bildanalysesoftware auf der Grundlage der Querschnittsbilder erstellt wurde. In einem Querschnittsbild erscheinen Bereiche mit hoher Dichte und hoher R\u00f6ntgenabsorption wei\u00df und Bereiche mit geringer Dichte und niedriger R\u00f6ntgenabsorption schwarz.\nDie Bildverarbeitung wurde durchgef\u00fchrt, um aus dem Querschnittsbild ein Modell f\u00fcr die Finite-Elemente-Analyse zu erstellen. Durch die Analyse der mittels CT-Bildgebung gewonnenen Querschnittsbilder mit Simpleware\u2122 von Synopsys wurden die f\u00fcr die Erstellung des Analysemodells erforderlichen Formparameter der Mikrostruktur ermittelt.\nF\u00fcr das zu untersuchende GFK-Gewebe sind die Faktoren, die die Materialeigenschaften beeinflussen, der Volumengehalt und die Querschnittsform des Wergs (ein B\u00fcndel von mehreren hundert bis 1000 in einer Richtung angeordneten Fasern) sowie der Abstand zwischen benachbarten Faserb\u00fcndeln. Der Gehalt an Monofilamenten im Inneren des Wergs wirkt sich ebenfalls auf die Materialeigenschaften aus, aber in diesem Analysebild war es nicht m\u00f6glich, selbst im feinen Bereich im Inneren des Wergs einen klaren Kontrast zu erhalten, so dass dieser durch Abgleich mit dem Montageergebnis bestimmt wurde. Einzelheiten werden in Abschnitt 3 beschrieben. Diese Formparameter sind nicht einheitlich \u00fcber das gesamte Material verteilt und weisen Schwankungen auf. Daher wurde im Bildanalysewerkzeug ein relativ breiter Bereich, der mehrere Faserb\u00fcndel umfasst, gemessen, und der Durchschnittswert wurde als Form des Analysemodells angenommen.\n\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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Tabelle 1 Ergebnisse der Berechnung des dynamischen Reibungskoeffizienten<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Tabelle 2 Scan-Bedingungen<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Modellbildung
Identifizierung von Formparametern<\/h2>\nAbb. 11 zeigt den mit Simpleware gemessenen Volumenanteil des Wergs. Die Trennung zwischen dem Wergbereich und dem Matrixbereich erfolgte durch Binarisierung des aus dem R\u00f6ntgen-CT gewonnenen Graustufenbildes mit geeigneten Schwellenwerten. Der Volumenanteil wurde durch Messung des Volumens der einzelnen getrennten Bereiche bestimmt.\nAbb. 12 zeigt die Querschnittsform des Tows und den gemessenen Abstand zwischen den Tows. Es wurde angenommen, dass das Kabel einen elliptischen Querschnitt hat, und es wurden der gro\u00dfe und der kleine Durchmesser gemessen. Es wurden 49 Schleppnetze nach dem Zufallsprinzip ausgew\u00e4hlt. Abb. 12 zeigt das Ergebnis der Erstellung eines Histogramms mit 7 Bins durch Anwendung des Quadratwurzel-Theorems auf die Anzahl der Messpunkte f\u00fcr jeden gemessenen Formparameter. Da es keine Tendenz gab, dass alle Formparameter eindeutig mit einer allgemeinen statistischen Funktion wie der Gau\u00df-Verteilung \u00fcbereinstimmen, wurde der Durchschnittswert des Bins mit der h\u00f6chsten Wahrscheinlichkeit als Formparameter verwendet. Dieses Ergebnis zeigt, dass die Form des Abschleppens in X- und Y-Richtung deutlich unterschiedlich ist. Da es jedoch im Allgemeinen \u00e4u\u00dferst selten ist, ein Produkt unter Ber\u00fccksichtigung dieser richtungsabh\u00e4ngigen Mikrostrukturen zu entwerfen, wurde dieses Mal ein weiterer Mittelwert der Durchschnittswerte in beiden Richtungen gleicherma\u00dfen auf das Werg angewendet.\nEin Messbild des Abstandes zwischen benachbarten Tows ist ebenfalls in Abb. 12 (c) dargestellt. Dieser Formparameter wurde aus einem Out-of-Plane-Bild gemessen. Die Grenze zwischen den Bereichen, die nicht durch das senkrechte Kabel verdeckt werden, und den Bereichen, die durch das senkrechte Kabel verdeckt werden, ist reich an Kunststoff und erscheint daher dunkel. Infolgedessen erscheinen die Bereiche, die nicht von orthogonalen Schlepps verdeckt werden, und die Bereiche, die von orthogonalen Schlepps verdeckt werden, als separate rechteckige Formen. Der Schleppabstand wurde als der Abstand zwischen den Mittelpunkten dieses Rechtecks definiert. Wie bei der Querschnittsform des Schlepps wurde auch der Abstand zwischen 49 Schlepps gemessen. F\u00fcr den Abstand zwischen den Tauen wurde eine Tendenz zur Abh\u00e4ngigkeit von der vertikalen und der vertikalen Faserrichtung in (c) in derselben Abbildung beobachtet, und der Durchschnittswert wurde dann auf das Analysemodell angewandt. Tabelle 3 und Abb. 13 geben einen \u00dcberblick \u00fcber die endg\u00fcltig ermittelten Formparameter und die f\u00fcr den numerischen Test tats\u00e4chlich erstellten Analysemodelle.\n\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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Abb. 10 Dreidimensionale Darstellung und Schnittbild der gekerbten Probek\u00f6rper<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Abb. 11 Trennung von Schleppbereich und Matrixbereich durch Simpleware-Binarisierung<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Optimierung der Formparameter<\/h2>\nEndlosfaserverst\u00e4rkte Materialien, wie das in dieser Analyse verwendete Gewebe, neigen zu extrem starker Anisotropie. Analytische Methoden, die auf der Homogenisierungsmethode (10) beruhen, sind wirksam f\u00fcr die analytische Vorhersage von Materialeigenschaften, die das anisotrope Verhalten charakterisieren. Die Homogenisierungsmethode bietet einen analytischen Ansatz zur Bewertung der offensichtlichen Materialreaktion und letztlich zur Ermittlung der Materialeigenschaften durch die Durchf\u00fchrung eines numerischen Tests. Durch einfaches Messen der Materialeigenschaften einzelner Fasern und Harze (und der Eigenschaften der Materialgrenzfl\u00e4che, wenn diese ber\u00fccksichtigt werden sollen) oder durch Beschaffung aus einer Datenbank usw. k\u00f6nnen anisotropes Materialverhalten und Materialeigenschaften f\u00fcr alle Arten von Verst\u00e4rkungen auf der Grundlage ihrer heterogenen Mikrostruktur ermittelt werden. Einzelheiten zu dieser Analysemethode finden Sie in der Application Note Nr. 58 (11). Der Gesamtablauf der Analyse ist in Abb. 14 dargestellt. Es wurde versucht, die G\u00fcltigkeit sowohl der Analyse als auch der Messung zu \u00fcberpr\u00fcfen. Die analytische Validierung wurde durch die oben beschriebene Homogenisierungsanalyse durchgef\u00fchrt. Die erforderlichen Informationen waren die Form der Mikrostruktur und die Eigenschaften der Materialien, aus denen sie zusammengesetzt war. Die spezifischen Werte der f\u00fcr die Modellierung der Mikrostruktur erforderlichen Formparameter wurden ermittelt, indem die von der R\u00f6ntgen-CT beobachteten Daten einer Bildverarbeitung unterzogen wurden, wie in Abschnitt 2-3 beschrieben.\n\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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(a) Messung der Form des Schleppabschnitts<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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(c) Messung der Schleppneigung<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\nZu diesem Zeitpunkt konnte die mikroskopische Struktur des Wergbereichs des GFK-Gewebes nicht genau beobachtet werden, so dass zun\u00e4chst angenommen wurde, dass der Faservolumenanteil im Werg 60 % betr\u00e4gt. Schlie\u00dflich wurde der Faservolumenanteil so fein abgestimmt, dass der Schermodul mit dem gemessenen Wert \u00fcbereinstimmte. Diese Feinabstimmung wird erreicht, indem der Fehler zwischen den Analyseergebnissen und den tats\u00e4chlichen Messergebnissen gemessen und die Studie gefunden wird, die den Fehler minimiert. Wenn die Analyseergebnisse gr\u00f6\u00dfer sind als die tats\u00e4chlichen Messergebnisse, stellen Sie den Volumengehalt auf weniger als 60 % ein, und wenn die Tendenz umgekehrt ist, stellen Sie den Volumengehalt gr\u00f6\u00dfer ein und messen den Fehler erneut. Indem Sie diese Schritte wiederholen, finden Sie die beste Bedingung, um den Fehler zu minimieren. Diese Vorg\u00e4nge werden automatisch durch den Optimierungsalgorithmus des Analysetools durchgef\u00fchrt.\nEine Reihe von Analyseabl\u00e4ufen zur Ermittlung anisotroper Materialeigenschaften durch die Erstellung eines Analysemodells und numerische Tests wurden mit dem Homogenisierungsanalysetool Multiscale. Sim (12), hergestellt von Cybernet Systems, durchgef\u00fchrt. Die f\u00fcr die Analyse erforderlichen Polymer- und Fasermaterialeigenschaften wurden aus der mit dem Produkt gelieferten Materialdatenbank abgeleitet. Dar\u00fcber hinaus wurde die Optimierungsoption DesignXplorer\u2122 in Ansys\u00ae Workbench\u2122 (13) zur Feinabstimmung des Tow-Volumenanteils verwendet.\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t\n\t\t\t\t\t\t\t\"(b)\t\t\t\t\t\t\t\t<\/a>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t
(b) Parameterverteilung der Form des Schleppabschnitts<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Tabelle 3 Durch Bildanalyse ermittelte Formparameter<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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Abb. 13 Analytisches Modell, das anhand der ermittelten Formparameter erstellt wurde<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Abb. 14 Gesamtablauf der Analyse in dieser Application Note<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Validierung der Pr\u00fcfmethode<\/h2>

Um die G\u00fcltigkeit der eigentlichen Pr\u00fcfmethode zu \u00fcberpr\u00fcfen, wurde eine Analyse mit der gleichen Form und den gleichen Randbedingungen wie bei der Pr\u00fcfung durchgef\u00fchrt. Die Materialeigenschaften des in diesem Analysemodell verwendeten Glattgewebe-Materials wurden in der Verifizierungsphase der Analyse ermittelt. Durch den Vergleich der durch die Analyse erhaltenen Scherdehnungsverteilung in der Probe mit dem durch die DIC-Analyse gemessenen Ergebnis wurde best\u00e4tigt, dass das analytische Ergebnis gut mit dem tats\u00e4chlichen Pr\u00fcfergebnis \u00fcbereinstimmt. Gleichzeitig wurde versucht, die Bedingungen zu quantifizieren, die sich auf die Pr\u00fcfergebnisse auswirken, indem der Reibungskoeffizient zwischen der Spannvorrichtung und der Probe mit den analytischen Ergebnissen verglichen wurde, die durch eine virtuelle \u00c4nderung der Spannkraft der Spannvorrichtung erzielt wurden.<\/p>\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t

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Analyse-Methode<\/h2>\nZun\u00e4chst wurden die orthotropen Materialeigenschaften von GFK-Gewebe durch Homogenisierungsanalyse berechnet. Abb. 15 zeigt die Festk\u00f6rper- und Finite-Elemente-Modelle des in der Analyse verwendeten GFK-Gewebes. Wie bereits erw\u00e4hnt, wurden die mesoskaligen Gewebestrukturen durch Bildverarbeitung der Ergebnisse der R\u00f6ntgen-CT identifiziert. Das mesoskalige Modell geht davon aus, dass der Wergbereich homogen ist. In Wirklichkeit weist das Material eine inhomogene Struktur auf, die aus in eine Richtung ausgerichteten Faserb\u00fcndeln besteht, so dass es notwendig ist, anisotrope Materialeigenschaften bereitzustellen, die die\n \n \nmikroskopische Struktur widerspiegeln. Daher wurde das in Abb. (a-2) gezeigte Modell\n \n \nund Abb. (b-2) gezeigte Modell wurde daher f\u00fcr die Faserb\u00fcndel im Wergbereich erstellt, und es wurde eine separate Homogenisierungsanalyse durchgef\u00fchrt, um die physikalischen Eigenschaften zu erhalten. Die Materialien, aus denen der Verbundwerkstoff besteht, sind E-Glas (Elastizit\u00e4tsmodul: 72,5 GPa, Poissonzahl: 0,2) f\u00fcr die Fasern und Epoxidharz (Elastizit\u00e4tsmodul: 3,5 GPa, Poissonzahl: 0,35) f\u00fcr die Harze. Es wurde davon ausgegangen, dass diese beiden Eigenschaften elastisch sind, und es wurde auf die Werte in der vom Analysetool bereitgestellten Materialdatenbank zur\u00fcckgegriffen. In der Homogenisierungsanalyse wurden alle Materialeigenschaften, die die orthotropen Eigenschaften der GFK-Gewebe charakterisieren, durch die Durchf\u00fchrung numerischer Tests ermittelt, die ideale einachsige Zug- und interlaminare Scherbelastungen f\u00fcr diese Modelle simulierten. Die Materialeigenschaften bestanden aus 9 Arten von physikalischen Eigenschaften: dem L\u00e4ngselastizit\u00e4tsmodul, der Poissonzahl und dem Scherelastizit\u00e4tsmodul in 3 Richtungen.\nAbb. 16 zeigt das analytische Modell, das zur \u00dcberpr\u00fcfung der experimentellen Seite durchgef\u00fchrt wurde. Das Modell bestand aus einem GFK-Probek\u00f6rper und einer Einspannvorrichtung, die den Probek\u00f6rper in Dickenrichtung h\u00e4lt. Die Druckbelastungen und Druckspannungen auf die Proben und die Einspannvorrichtung wurden direkt auf diesen Teilfl\u00e4chen definiert, und andere Geometrien (Schraubenl\u00f6cher der Einspannvorrichtung, Einspannvorrichtung zur Unterst\u00fctzung der Probe von der Ober- und Unterseite der Figur usw.) wurden nicht ber\u00fccksichtigt.\n \n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n\n \nrigoros modelliert. Konkret wurde die Unterseite der Probe in Abb. 16 mit einer vollst\u00e4ndigen Verschiebungsbeschr\u00e4nkung und die Oberseite mit einer Druckspannung von 30 MPa definiert. In der tats\u00e4chlichen Pr\u00fcfung wurde \u00fcber das auf die Spannvorrichtung ausge\u00fcbte Drehmoment eine Schubkraft in Richtung der Au\u00dfenebene aufgebracht, aber in der Analyse wurde die Verschiebung der Spannvorrichtung auf Null beschr\u00e4nkt. Dar\u00fcber hinaus wurde auch der Fall analysiert, in dem die Vorrichtung nicht installiert war. Es wurde erwartet, dass die Dehnungsverteilung in der N\u00e4he der GFK-Kerbe komplex sein w\u00fcrde, aber in dem Bereich, der weit genug von der Kerbe entfernt ist, sollte die Spannungs- und Dehnungsverteilung fast gleichm\u00e4\u00dfig sein. Daher wurde das GFK-Teil in den Bereich nahe der Kerbe und die anderen Bereiche unterteilt, und das Netz wurde nur in der N\u00e4he der Kerbe feinmaschig ausgelegt. Zwischen zwei unterschiedlich grobmaschigen Teilen bestand ein diskontinuierliches Netz, aber durch die Definition einer Mehrpunktbeschr\u00e4nkung (MPC) an der Grenzfl\u00e4che wurde ein realistischer Befestigungszustand reproduziert. Was das Materialverhalten betrifft, so wurden dem GFK-Teil die Materialeigenschaften aus der oben dargestellten Homogenisierungsanalyse zugewiesen, und es wurde angenommen, dass die Vorrichtung starr und nicht verformbar ist. Der Reibungskoeffizient zwischen dem GFK-Gewebe und der Spannvorrichtung wurde in 3 Mustern analysiert, 0,0, 0,3 und 0,4, um die Auswirkungen auf die Testergebnisse zu best\u00e4tigen.\n \nAus den Daten der Analyseergebnisse wurden die interlaminare Scherdehnungsverteilung sowie die Scherdehnungs- und Scherspannungswerte in der Mitte des Probek\u00f6rpers ermittelt. Die G\u00fcltigkeit der Versuchsbedingungen wurde durch den Vergleich dieser Ergebnisse mit der gemessenen Scherdehnungsverteilung, die mit der DIC-Analyse ermittelt wurde, und der gemessenen Scherdehnung in der Mitte der Probe, die mit dem virtuellen Dehnungsmessstreifen ermittelt wurde, \u00fcberpr\u00fcft. Bei diesem Versuch wird die Druckspannung von 30 MPa, die auf den oberen Teil der Probe einwirkt, im Idealfall genauso \u00fcbertragen wie die Scherspannung in der Mitte des Probek\u00f6rpers. Die Scherspannung in den Analyseergebnissen wurde beobachtet, um festzustellen, ob dieser Idealzustand erreicht wurde.\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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CAE-Analyseergebnisse<\/h2>\nZun\u00e4chst wurde eine Homogenisierungsanalyse f\u00fcr das in Abb. 16 gezeigte analytische Modell durchgef\u00fchrt, und die Ergebnisse der Auswertung der orthotropen Elastizit\u00e4tsmodule des Wergbereichs und des gesamten Flachgewebes sind in Tabelle 4 dargestellt. Da die Schersteifigkeit des Glattgewebes im Versuch bewertet wurde, wurde der Faservolumengehalt des Tow-Bereichs in der Analyse so angepasst, dass der Analyseschermodul mit dem gemessenen Schermodul \u00fcbereinstimmt. Der schlie\u00dflich durch inverse Sch\u00e4tzung ermittelte Faservolumengehalt des Tow-Bereichs lag bei etwa 57,27 %. Dieser Wert unterscheidet sich nicht wesentlich von anderen Studien, die mit dem SEM durchgef\u00fchrt wurden, und wird als angemessen angesehen. Tabelle 5 fasst die Ergebnisse der einzelnen Fallstudien zusammen, bei denen das optimierte Modell verwendet wurde, um das Vorhandensein oder Nichtvorhandensein einer Einspannvorrichtung zu variieren und den Reibungskoeffizienten zwischen der Einspannvorrichtung und der Probe zu ver\u00e4ndern. Die Ergebnisse der gemessenen Scherdehnungsverteilung aus der DIC-Analyse sind ebenfalls rechts und au\u00dfen in Tabelle 5 dargestellt. Unter allen Bedingungen ist zu erkennen, dass sich die Scherdehnung in der N\u00e4he der Mitte der zwischen den beiden Kerben eingebetteten Probe konzentriert. Daraus l\u00e4sst sich jedoch ableiten, dass die Verformung der Probe unterschiedlich ist, da die Dehnungsverteilung von den Spannungsbedingungen in dem Bereich abh\u00e4ngt, der etwas von der Mitte entfernt ist, sowie auf der Randseite der beiden Kerben. Wenn die Spannvorrichtung nicht installiert ist, ist eine hohe Dehnung in der gleichen Gr\u00f6\u00dfenordnung wie in der Mitte der Probe festzustellen, die sich von der Kerbe bis zum Rand erstreckt. Dies k\u00f6nnte auf eine Verformung der Probe durch Knicken au\u00dferhalb der Ebene zur\u00fcckzuf\u00fchren sein. Die Ergebnisse zeigen auch, dass die Scherspannung in der Mitte der Probe gr\u00f6\u00dfer ist als der \u00e4u\u00dfere Druck, was darauf hindeutet, dass keine genaue Scherverformung au\u00dferhalb der Ebene erreicht werden kann. Unter der Bedingung, dass die feste Spannvorrichtung angebracht ist, ist der Bereich hoher Scherspannungen an der Stirnseite der Kerbe klein, so dass die Knickverformung unterdr\u00fcckt wird. Es wurde best\u00e4tigt, dass der Grad der Unterdr\u00fcckung umso ausgepr\u00e4gter ist, je gr\u00f6\u00dfer der Reibungskoeffizient zwischen dem GFK-Gewebe und der Einspannvorrichtung ist. Als der Reibungskoeffizient auf 0,4 anstieg, wurde die Spannung in der Mitte des Probek\u00f6rpers jedoch kleiner als der \u00e4u\u00dfere Druck. Es wird davon ausgegangen, dass dies darauf zur\u00fcckzuf\u00fchren ist, dass die Energie des Au\u00dfendrucks durch die Reibungswiderstandskraft in einem nicht zu vernachl\u00e4ssigenden Ma\u00dfe verloren geht. In einem realen Versuch kann der Reibungskoeffizient nicht kontrolliert werden, so dass eine angemessene Presskraft aufgebracht werden muss, um die Verformung in der Ebene nicht zu sehr zu unterdr\u00fccken und gleichzeitig das Ausknicken der Probe au\u00dferhalb der Ebene zu verhindern.\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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Tabelle 4: Orthotrope Elastizit\u00e4tsmoduln von GFK-Geweben, die durch Homogenisierungsanalyse ermittelt wurden<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Tabelle 5 Interlaminare Scherdehnungsverteilung f\u00fcr jede Analysebedingung<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t
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In dem in Abschnitt 2-2 beschriebenen Versuch wurde der Reibungskoeffizient zwischen den Materialien mit etwa 0,3 best\u00e4tigt. Unter diesen Bedingungen ist die Scherspannung in der Mitte der Probe gleich dem Au\u00dfendruck, was bedeutet, dass ideale Scherbedingungen erreicht werden.
Um schlie\u00dflich die Scherdehnungsverteilung in der N\u00e4he der Kerben genauer zu betrachten, wurden die Ergebnisse der Scherdehnung und der Scherspannung \u00fcber die beiden in Abb. 17 (a) dargestellten Pfade aufgetragen. Die Ergebnisse sind in Abb. (b) bis (e) dargestellt. Die Mitte der Probe entspricht einem Abstand von 3,2 mm in Pfad A und 5,0 mm in Pfad B. In der DIC-Analyse befindet sich der Bereich, in dem der virtuelle Dehnungsmessstreifen installiert wurde, in der N\u00e4he der Mitte. F\u00fcr eine genaue interlaminare Scherpr\u00fcfung wird erwartet, dass sich der zentrale Teil der Probe in einem idealen Schermodus befindet, aber es ist auch w\u00fcnschenswert, dass \u00e4hnliche Bedingungen in einem weiten Bereich in der Umgebung bestehen. Insbesondere bei der Messung lokaler Dehnungswerte mit einem Dehnungsmessstreifen ist es w\u00fcnschenswert, einen konstanten Wert innerhalb eines Messbereichs von etwa 2 mm x 2 mm zu erhalten.
Unter den in Abb. 17 (b) und (c) dargestellten Bedingungen, in denen die Einspannvorrichtung angebracht ist, wird dies fast erreicht, und es wird erwartet, dass die interlaminaren Schereigenschaften der Probe mit einer gewissen Genauigkeit gemessen werden k\u00f6nnen. Andererseits ist in dem Fall, in dem die Spannvorrichtung nicht angebracht ist, aufgrund des Knickens au\u00dferhalb der Ebene die mittlere Scherdehnung im Vergleich zur Messung ungew\u00f6hnlich gro\u00df, und das Ergebnis auf Pfad A ist bemerkenswert konvex nach unten, wie in Abb. 17 (b) gezeigt.
Die Verteilung der Scherspannung wurde ebenfalls \u00fcberpr\u00fcft, und es wurde festgestellt, dass die in Abb. 17 (d) gezeigte Scherspannung unter der Bedingung, dass die Spannvorrichtung platziert wurde, bis zu einem gewissen Grad auf dem Pfad A breit verteilt war, \u00e4hnlich wie die Scherdehnung. Dar\u00fcber hinaus wurde best\u00e4tigt, dass der virtuelle Dehnungsmessstreifen, der in der DIC-Analyse verwendet wurde, in dem Bereich, in dem der virtuelle Dehnungsmessstreifen auf der Bahn B installiert war, breit verteilt war, und zwar in der N\u00e4he der Mitte zwischen den gekerbten Nuten, was einem Abstand von 2 bis 4 mm auf der Bahn B entspricht. Bei der Pr\u00fcfung gibt es keine andere Methode zur Bewertung der Spannung als die Berechnung der nominalen Scherspannung durch Division der in der Kraftmessdose der Pr\u00fcfmaschine gemessenen Pr\u00fcfkraft durch die Querschnittsfl\u00e4che der Probe, wie in Gleichung (2) in Abschnitt 2-1 dargestellt. In den in Abb. 17(d) gezeigten Ergebnissen gibt es keine Spannungskonzentration in der N\u00e4he der Kerbe in der Probe, und die gleichm\u00e4\u00dfige Spannungsverteilung \u00fcber das Kerbenintervall von 6,4 mm kann nur durch die CAE-Analyse verifiziert werden. Die Ergebnisse der CAE-Analyse zeigten keine signifikante lokale Spannungskonzentration, was beweist, dass die in der Pr\u00fcfung angewandten Pr\u00fcfmethoden und -geometrien f\u00fcr die Bewertung der nominalen Scherspannung sowie der linearen und nichtlinearen Dehnung n\u00fctzlich sind.
Diese Ergebnisse zeigen, dass der interlaminare Scherversuch reproduziert werden kann, indem die Vorrichtung au\u00dferhalb der Ebene der Probe platziert und mit einer moderaten Last unterst\u00fctzt wird, die das tangentiale Gleiten der Materialschnittstelle zwischen Werkzeug und Probe nicht beeintr\u00e4chtigt, aber das normale Knicken unterdr\u00fcckt.

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Abb. 17 Dehnungs- und Spannungsverteilung auf Pfaden aufgetragen<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Abb. 17 Dehnungs- und Spannungsverteilung auf Pfaden aufgetragen<\/figcaption>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/figure>\n\t\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t
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Zusammenfassung<\/h2>

In diesem Beitrag wurde ein Fall vorgestellt, in dem die interlaminare Schercharakteristik von GFK-Geweben durch die interlaminare Scherpr\u00fcfmethode unter Verwendung der modifizierten Kerbdruckmethode sowohl aus der experimentellen DIC-Analyse als auch aus der CAE-Analyse bewertet wurde.
Das CAE-Analysemodell wurde erstellt, indem die Randbedingungen zwischen der Probe und der Einspannvorrichtung unter Ber\u00fccksichtigung des Reibungskoeffizienten festgelegt wurden. Die Ergebnisse der DIC-Analyse und der CAE-Analyse waren in den folgenden drei Punkten zwischen den gekerbten Nuten der Probe nahezu identisch.<\/p>

1. Konturdiagramm der Scherdehnungsverteilung
2. Form der Scherdehnungsverteilung in X-Richtung
3. Form der Scherdehnungsverteilung in Z-Richtung<\/p>

Dar\u00fcber hinaus war die durch die CAE-Analyse berechnete Spannungsverteilung zwischen den Kerbnuten breit und gleichm\u00e4\u00dfig, und es wurde keine lokale Spannungskonzentration beobachtet.
Die Methode der interlaminaren Scherpr\u00fcfung mit der modifizierten Kerbverdichtung, die bei der eigentlichen Pr\u00fcfung angewandt wurde, erwies sich nicht nur f\u00fcr die Ermittlung der linearen und nichtlinearen Dehnung, sondern auch f\u00fcr die Bewertung der nominellen Scherspannung als n\u00fctzlich.<\/p>\t\t\t\t\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t<\/div>\n\t\t\t\t

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