Vergleich der Tragfestigkeiten von Formteilen

Jun 19, 2023

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 14756 (2022) Diesen Artikel zitieren

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Bei dieser Studie handelt es sich um eine Untersuchung der Auswirkungen des Gewichtsanteils (Gew.-%) und der Länge des Faserrohstoffs (FFSL) auf die Tragfestigkeit (BS) von Schraubverbindungen in glasfaserverstärkten (GFR) Polypropylen (PP)-Verbundwerkstoffen, die im Spritzgussverfahren hergestellt werden . Die Untersuchung wurde für Löcher durchgeführt, die entweder durch Formen oder maschinelle Bearbeitung entstanden sind. Für bearbeitete Löcher wurde die Auswirkung der Bohrparameter (Vorschub und Geschwindigkeit) auf BS diskutiert. Es wird beobachtet, dass BS mit zunehmendem FFSL abnahm. Die BS sowohl der eingegossenen als auch der gebohrten Proben wurde durch eine Erhöhung des Glasfaseranteils verbessert. Während bei allen Proben ein etwas besserer BS bei eingegossenen Proben als bei gebohrten Proben beobachtet wurde. Es wurde festgestellt, dass der Einfluss der Bohrbedingungen auf den BS bei Bohrlöchern in langfaserverstärktem PP unbedeutend war, wobei der wichtigste Faktor der Gewichtsprozentsatz war. Bei kurzfaserverstärktem PP war jedoch die Spindelgeschwindigkeit der wichtigste Faktor, gefolgt vom Vorschub, während der Gewichtsprozentsatz den geringsten Einfluss hatte. Der Fehlermorphologiemodus für Proben weist darauf hin, dass bei eingegossenen Proben reine PP-Proben im reinen Lagermodus versagten, während GFR/PP-Proben im gemischten Modus (Lagerung und Netzspannung) versagten. Bei den bearbeiteten Proben versagten alle Proben im gemischten Modus, mit Ausnahme der Proben mit dem höchsten Gewichtsprozentsatz, die unter Nettospannung versagten.

In letzter Zeit hat die Verwendung thermoplastischer Materialien stetig zugenommen, da sie eine einzigartige Sammlung von Eigenschaften bieten. Festigkeits-Gewichts-Verhältnisse, Umweltbeständigkeit, schnelle Verarbeitung, hervorragende Hochtemperatureigenschaften und Recyclingfähigkeit sind einige der Vorteile von Thermoplasten, die ihren Einsatz gegenüber anderen Materialien begünstigen1,2,3. Der Zusatz von Fasern wird häufig zur Verstärkung von Verbundwerkstoffen auf Polymerbasis eingesetzt, um deren Zuverlässigkeit zu erhöhen. Um faserverstärkte Polymere (FRPs) als Strukturelement verwenden zu können, müssen diese Materialien einige Anforderungen wie Steifigkeit, Festigkeit, Haltbarkeit, Schlag- und Druckfestigkeit erfüllen, um bei der Herstellung und Montage kritischer Komponenten nützlicher zu sein2. Verschiedene Automobilteile wurden aus faserverstärkten Thermoplasten hergestellt, da ihre Leichtbauwirkung bei nichttragenden4 und halbtragenden Teilen nachgewiesen wurde. Zu diesen Teilen gehören Batteriekästen5,6,7, Crashboxen8, Leichtbauräder9, Frontendmodule10, Autositze11,12, Blattfedern13 und Motorhauben14. Insbesondere GFK/PP scheint ein gutes Anwendungspotenzial für den Bau vorgefertigter Strukturen wie Häuser, Barrieren, Balken und Brückendecks im Bereich des Tiefbaus zu haben15. Vaidya und Chawla16 entwarfen und fertigten einen langlebigen Bussitz aus GFK/PP, der im Vergleich zu häufig verwendeten Sitzkonstruktionen 43 % bzw. 18 % Gewichts- und Gesamtproduktionskosten einspart.

Die Verbindungen stellen eine dieser kritischen Komponenten dar, bei denen Schrauben das wichtigste Mittel zum Verbinden von FRP in strukturellen Anwendungen, im Bau von Flugzeugen, in der Luft- und Raumfahrt, bei Kraftfahrzeugen und anderen technischen Anwendungen mit hoher Leistung darstellen, darunter Sportartikel, Windenergiestrukturen und medizinische Geräte17. 18,19,20,21,22,23. Es wurde festgestellt, dass die Verbindungsfestigkeit von GFR/PP für die Gestaltung der Blattfeder geeignet ist und daher diese Art von Materialien für Verbindungsanwendungen verwendet werden können24,25,26. Außerdem erzielten Anandakumar et al.27 im Vergleich zu Stahl eine überlegene Leistung des GFR/PP-Querlenkers als tragender Komponente des Aufhängungssystems. Das Verbindungsdesign ist bei FRP-Strukturen von besonderem Interesse, da Verbindungen den schwächsten Punkt in einer Verbundstruktur darstellen und das Verbundmaterial die Fähigkeit besitzt, lokal hohe Spannungen durch Nachgeben umzuverteilen20. BS ist eine wichtige Eigenschaft, die bei der Fugenkonstruktion berücksichtigt werden muss.

Die zum Verbinden von FVK benötigten Löcher werden normalerweise durch Bohren hergestellt, wodurch die Verstärkungsstruktur geschwächt wird. Nejhad und Chou28 erklärten, dass gebohrte Löcher die Leistung von Kohlefaser-/Epoxidharz-Verbundwerkstoffen aufgrund eines Schnitts der Fasern durch die Dicke erheblich beeinträchtigten, was durch die Verwendung von eingeformten Löchern verhindert werden kann. Nejhad und Chou29 waren der Ansicht, dass aus praktischen Gründen ein eingeformtes Loch wünschenswerter sei als ein gebohrtes Loch. Daher wurden viele alternative Lochformtechniken entwickelt. Hufenbach et al.30 verwendeten eine auf Faserverschiebung basierende Technik, die eine zerstörungsfreie Herstellung der Löcher ermöglicht. Brookstein und Tsiang31 fanden heraus, dass integral geformte geflochtene Löcher im Vergleich zu maschinell bearbeiteten Löchern im Graphitfaser-/Epoxidharz-Verbundwerkstoff zu einer 180-prozentigen Steigerung der Verbindungs-BS führen. Chang et al.32 zeigten in einer Studie zur mechanischen Verbindung von Kevlar/Epoxidharz-, Graphit/Epoxidharz- und Kevlar-Graphit/Epoxidharz-Hybridverbundwerkstoffen durch Stiftbelastung, dass Proben mit eingeformten Löchern im Vergleich zu gebohrten Löchern eine Festigkeitssteigerung von 0,12–61,23 % ergaben Exemplare.

Experimentelle Ergebnisse von Lin et al.33 zeigten, dass gewebte Glasroving-Verbundwerkstoffe (0,90) mit einem eingeformten Loch im Vergleich zu denen mit einem gebohrten Loch eine größere Bruchfestigkeit, eine geringere Anfangssteifigkeit und eine größere Bruchdehnung aufweisen. Für (45, − 45)s gibt es jedoch außer der Bruchdehnung keine Verbesserung der Bruchfestigkeit und der Anfangssteifigkeit. Zitoune et al.34 beobachteten, dass eingeformte Löcher aus gewebten Kohlenstofffasern/Epoxidharz-Verbundwerkstoffen eine um 30 % höhere Festigkeit und eine um 100 % geringere Dehnung aufweisen als gebohrte Löcher. Brown et al.35 zeigten, dass für die fortschrittliche Herstellung von thermoplastischen Verbundwerkstoffen aus Kohlefaser und PEEK bessere Zug- und Druckeigenschaften bei offenen Löchern erzielt wurden, wenn Löcher durch thermisch unterstützte Lochtechnik erzeugt wurden, im Vergleich zu gebohrten Löchern. Fujita et al.36 fanden heraus, dass bei dem geflochtenen glasfaserverstärkten Epoxidharz-Verbundwerkstoff (GFRE) die Verbindungsfestigkeit des geflochtenen Lochs größer war als die des bearbeiteten Lochs. Außerdem fanden Herszberg et al.37 heraus, dass gestrickte und gewebte Glasfaser/Epoxidharz-Verbundwerkstoffe mit integral geformten Löchern einen um etwa 20 % höheren BS aufwiesen als solche mit gebohrten Löchern. Durante und Langella38 fanden einen hohen BS der GFRE-Verbundproben mit dem eingeformten Loch, das durch Verschieben der Fasern um das Loch herum hergestellt wurde, im Vergleich zum BS der Proben mit Löchern, die durch Schneiden der Fasern durch Bohren hergestellt wurden. Dickson und Dowling39 fanden heraus, dass der BS von 3D-gedruckten Kohlefaser-/Nylon-Verbundwerkstoffen mit einem gebohrten Loch um 63 % niedriger ist als der des „Tailor Woven“-integrierten Lochs, wenn es einem Doppelschertest unterzogen wird. Clark40 kam zu dem Schluss, dass der durchschnittliche Anstieg der Lagerspannung und der Lagerdehnung beim Versagen von geschnittenen Kohlenstofffasern/Nylon-Verbundwerkstoffen für die eingedruckten Löcher (unter Berücksichtigung der Faserausrichtung umlaufend um das Loch herum) im Vergleich zu den gebohrten Löchern 31 % und 86,8 % betrug. , jeweils.

Im Gegenteil kamen Ataş et al.41 zu dem Schluss, dass der BS der triaxial geflochtenen Kohlenstofffaser-/Epoxidharzproben mit eingeformtem Loch aufgrund der erhöhten Fehlausrichtung der Fasern während des Herstellungsprozesses geringer war als bei Proben mit gebohrten Löchern. Wangs42 Vergleich zwischen Löchern, die durch triaxial geflochtene Glasroving-/Epoxidproben hergestellt wurden, und maschinell bearbeiteten Löchern zeigte, dass das geflochtene Loch im Vergleich zum maschinell bearbeiteten Loch eine ähnliche oder sogar geringere Tragfähigkeit aufwies.

Bei bearbeiteten Löchern wurde der BS von FKVs mit gebohrten Löchern hauptsächlich von den Bearbeitungsbedingungen beeinflusst. Khashaba et al.19,20,21 fanden heraus, dass die Probensteifigkeit und der BS von GFRE mit zunehmender Vorschubgeschwindigkeit und Schnittgeschwindigkeit abnahmen. Khashaba und El-Keran43 beobachteten eine geringere BS von gewebten GFRE-Verbundwerkstoffen, die mit einer Geschwindigkeit von 16,3 m/min gebohrt wurden, im Vergleich zum Bohren mit 32,7 m/min, während die Vorschubwerte bei einer Geschwindigkeit von 16,3 m/min einen unbedeutenden Einfluss auf die BS hatten, dies jedoch war hatte einen deutlichen Effekt bei 32,7 m/min (erhöht, dann verringert). Krishnaraj et al.44 zeigten, dass Bohren mit einer Drehzahl von 3000 U/min und einer Vorschubgeschwindigkeit von 0,02 mm/Umdrehung im Vergleich zu anderen Spindelgeschwindigkeiten und Vorschüben zu der höchsten BS führte. Tagliaferri et al.45 kamen zu dem Schluss, dass bei einem gegebenen Verhältnis von Bohrgeschwindigkeit zu Vorschubgeschwindigkeit bessere Ergebnisse hinsichtlich der BS erzielt werden können, wenn für GFRE-Proben eine niedrigere Bohrgeschwindigkeit gewählt wird. Srinivasa Rao et al.46 fanden heraus, dass kleine Vorschubgeschwindigkeiten beim Bohren von gewebten GFRE-Verbundlaminaten bevorzugt werden. Wang et al.47 gaben an, dass sowohl die Drehzahl als auch der Vorschub beim Bohren von GFRE-Laminaten einen unbedeutenden Einfluss auf die BS hatten.

Studien zum Bohren von Verbundwerkstoffen mit thermoplastischer Matrix decken einige Aspekte ab, bei denen Ilio et al.48 die durch Bohren in unidirektionalen Verbundwerkstoffen aus mit Graphitfasern verstärkter thermoplastischer Matrix verursachten Schäden im Hinblick auf verschiedene Bearbeitungsparameter erörterten. Hocheng und Puw49,50 zeigten, dass die kohlenstofffaserverstärkten Acrylnitril-Butadien-Styrol-Verbundwerkstoffe (ABS) im Vergleich zu Verbundwerkstoffen auf Epoxidbasis eine gute Bearbeitbarkeit beim Bohren aufwiesen. Mudhukrishnan et al.51 diskutierten die Auswirkung von Bohrmaterial, Spindelgeschwindigkeit und Vorschubgeschwindigkeit auf die Delaminierung und Schubkraft auf mit Glasfasergewebe verstärkten Polypropylenlaminaten.

Die Herstellung von Teilen mit vorgefertigten Löchern, die keiner weiteren Bearbeitung bedürfen, unterscheidet das Spritzgießen von anderen Fertigungstechniken. Durch Spritzgießen können thermoplastische Konstruktionen flexibel mit Kurzfasern verstärkt werden, um die Festigkeit einschließlich der Verbindungsfestigkeit zu verbessern. Allerdings gibt es Grenzen für die Verbesserung der Gelenkfestigkeit durch Erhöhung des Schussfasergehalts52. Obwohl es nicht möglich ist, Spritzgussteile mit Endlosfasern zu verstärken, könnten Löcher durch eingebettete lokale Endlosfasern verstärkt werden52. Darüber hinaus ist eine Verbesserung der Verbindungsleistung durch Metalleinsätze durch Spritzguss möglich53,54, wobei eine direkte Haftung zwischen dem Kunststoff und dem Metall sichergestellt werden könnte55.

Aus der bisherigen Literatur geht unseres Wissens nach klar hervor, dass sich nur begrenzte Forschungsarbeiten mit der Untersuchung der Auswirkung des Gewichtsanteils auf den BS von spritzgegossenen, mit Schnittglasfasern verstärkten thermoplastischen Verbundwerkstoffen befassen. Außerdem wurden seltene Studien zum Vergleich der BSs von eingeformten Löchern und gebohrten Löchern dieser Art von Material durchgeführt. Darüber hinaus wurde keine systematische Studie durchgeführt, um die Auswirkung der Bearbeitungsbedingungen auf die BS für diese Art von Materialien aufzuzeigen. Dementsprechend zielt die vorliegende Arbeit darauf ab, die Auswirkung der Änderung des Gewichtsanteils von Glasfasern auf die BS von spritzgegossenen glasfaserverstärkten thermoplastischen (PP) Verbundwerkstoffen zu untersuchen. Es wurde eine Untersuchung durchgeführt, um den BS von eingeformten und gebohrten Löchern dieser Art von Verbundwerkstoffen zu vergleichen. Darüber hinaus wurde der Einfluss von Bohrparametern (Vorschubgeschwindigkeit, Spindelgeschwindigkeiten) auf die BS von Proben mit bearbeiteten Löchern untersucht.

Das in dieser Arbeit verwendete Matrixmaterial war Polypropylen (PP)-Copolymer zum Spritzgießen (413MNK45), das von SABIC® – Ägypten geliefert wurde. Bei den in der vorliegenden Arbeit verwendeten Glasfasern (GF) handelte es sich um geschnittene E-Glasstränge mit Filamentschnittlängen von 12 und 24 mm, die von JUSHI Co. geliefert wurden. Die mechanischen und physikalischen Eigenschaften von GF und PP sind in den Tabellen 1 bzw. 2 aufgeführt.

Die Proben für den Lagertest wurden im Kunststoffspritzgussverfahren mit der HAITIAN PL1200-Spritzgussmaschine mit einer maximalen Schließkraft von 1200 KN hergestellt. Die Form wurde mehrmals entworfen, hergestellt und untersucht, um ihre Eignung für die Herstellung der gewünschten Proben gemäß der Norm ASTM D5961 für Lagerproben zu überprüfen. In dieser Form wird für jede Probe die gleiche Fließrichtung des Kunststoffs berücksichtigt, um die Wahrscheinlichkeit der Bildung von Bindenähten zu vermeiden, die zu Rissen führen können.

Die Form ist mit zwei Einsätzen mit 6 mm Durchmesser ausgestattet; kurze und lange Einsätze. Der kurze Einsatz wird für Proben ohne eingeformte Löcher verwendet (die Löcher werden später im Bearbeitungsprozess gebohrt), Abb. 1a, während der lange Einsatz für Proben mit eingeformten Löchern verwendet wird (die Löcher werden dadurch erzeugt). des Spritzgussprozesses), wie in Abb. 1b dargestellt.

Die Form; (a) Form mit kurzem Einsatz, (b) Form mit langem Einsatz für Proben mit eingeformten Löchern.

Zur Herstellung der Prüfkörper wurde das Zylindertemperaturprofil entlang der Spritzgießmaschine auf 140, 160, 180, 220 und 244 °C eingestellt. Bei der Zugabe von PP mit GF wurde die Zylindertemperatur während des Prozesses angepasst. Der Herstellungsprozess kann wie folgt beschrieben werden: Zunächst wurden reine PP-Lagerproben spritzgegossen. Zweitens wurden PP-Pellets mechanisch mit GF vermischt, wobei unterschiedliche Gewichtsanteile von 10, 20 und 30 Gew.-% PP und verschiedene Ausgangsmaterialien mit Faserlängen von 12 mm und 24 mm verwendet wurden. Zur Herstellung von Vorproben wurde die Mischung zunächst einem Extruder der Spritzgießmaschine zugeführt. Vorproben mit Anguss und Anguss werden in einem Brecher zu kleinen Partikeln gleicher Größe zerkleinert. Die kleinen Partikel wurden erneut spritzgegossen, um die endgültigen Prüfkörper zu erhalten. Der Hauptzweck dieser Stufen besteht darin, eine bessere Verteilung des GF im PP zu erreichen. Der gesamte Vorgang wird wiederholt, indem der Form ein langer Einsatz hinzugefügt wird, um Proben mit eingeformten Löchern herzustellen. Die hergestellten Proben hatten gehackte und zufällig ausgerichtete Fasern. Die Codes und Zusammensetzungen der mit eingeformten Löchern hergestellten Proben sind in Tabelle 3 dargestellt.

Der Bohrvorgang wurde mit einer Boxford 300VMCi CNC-Fräsmaschine durchgeführt, die mit der Boxford-PC-Software ausgestattet war. Ein manueller Schraubstock wird verwendet, um das Werkstück zu halten und konsistent zu positionieren. Für den Bohrvorgang wird ein von AYKT bereitgestellter Hartmetall-Spiralbohrer mit 6 mm Durchmesser (wie von Mudhukrishnan51 zum Bohren von GFR/PP empfohlen) verwendet. Der Bohrvorgang wurde unter trockenen Bedingungen ohne Verwendung von Kühlmittel durchgeführt. Das Bohren erfolgte mit Unterstützung einer Holzplatte auf der Rückseite der Verbundproben. Die experimentellen Faktoren auf verschiedenen Ebenen wurden mit der Taguchi-Methode entworfen, wie in Tabelle 4 gezeigt.

Die vollständige faktorielle Versuchsplanung identifiziert alle möglichen Kombinationen für einen bestimmten Satz von Faktoren. Da die meisten industriellen Experimente in der Regel eine beträchtliche Anzahl von Faktoren umfassen, führt ein vollständig faktorieller Versuchsplan zu mehr Experimenten. Um die Anzahl der Experimente auf ein vertretbares Maß zu beschränken, wird aus allen Möglichkeiten nur eine kleine Gruppe ausgewählt. Die Taguchi-Analyse bietet einen einzigartigen Satz von Entwurfsrichtlinien, die mehrere Aspekte faktorieller Experimente abdecken. Das experimentelle Design nach der Taguchi-Methode umfasst orthogonale Arrays, die die Prozessparameter und möglichen Variationsniveaus organisieren. Es ermittelt mit minimierten Experimenten die Faktoren, die die Produktqualität am meisten beeinflussen, und spart so Ressourcen und Zeit. In der vorliegenden Arbeit sind die Faktoren des Bohrprozesses der Fasergewichtsanteil, die Spindeldrehzahl und die Vorschubgeschwindigkeit. Die Anteile der Fasergewichtsanteile betrugen 0, 10, 20 und 30 Gew.-%. Die gewählten Schnittgeschwindigkeiten waren 1000, 2000, 3000 und 4000 U/min. Als Vorschubgeschwindigkeiten wurden 100, 200, 300 und 400 mm/min angenommen. Diese Faktoren und ihre Werte sind in Tabelle 4 aufgeführt.

Die Bohrexperimente wurden unter Verwendung des gemischten orthogonalen Arrays L16 durchgeführt, einschließlich 16 Durchgängen, die mehreren Tests für die Taguchi-Methode entsprachen. Der Versuchsaufbau ist in Tabelle 5 angegeben.

Bei der Taguchi-Analyse werden die Werte jedes Experiments dann in ein Signal-Rausch-Verhältnis (S/N) umgewandelt, wobei der Begriff, der sich auf die erforderlichen Werte (Mittelwert) bezieht, das Signal und die nicht erforderlichen Werte ist (Standardabweichung) werden als Rauschen für die Ausgangseigenschaften dargestellt. Bei der Analyse von S/N-Verhältnissen werden die Qualitätsmerkmale von Taguchi wie folgt vorgeschlagen56;

Dabei ist \({y}_{i}\) der beobachtete Antwortwert und \(n\) die Anzahl der Replikationen.

Wenn das Ziel des Experiments darin besteht, die Reaktion zu maximieren, ist die Auswahl des Qualitätsmerkmals „Größer ist besser“ die richtige Wahl (Gleichung (1)). Wenn das Ziel des Experiments jedoch darin besteht, die Reaktion zu minimieren, ist die Auswahl des Qualitätsmerkmals „Kleiner ist besser“ die richtige Option (Gleichung (2)). „Nominal ist am besten“ (Gleichung (3)) wird zum Zielen der Reaktion verwendet, um das Signal-Rausch-Verhältnis auf Mittelwerten \((\mu)\) und Standardabweichungen \((\sigma)\) zu basieren. Das Signal-Rausch-Verhältnis „Nominal ist am besten“ eignet sich zur Analyse oder Identifizierung von Skalierungsfaktoren, bei denen es sich um Faktoren handelt, bei denen der Mittelwert und die Standardabweichung proportional variieren. Skalierungsfaktoren können verwendet werden, um den Mittelwert an den Zielwert anzupassen, ohne das Signal-Rausch-Verhältnis zu beeinflussen.

In der vorliegenden Arbeit besteht das Ziel darin, die BS zu maximieren, daher wird das Qualitätsmerkmal „größer ist besser“ gewählt.

Eine Reihe von bolzengelagerten ASTM D5961-Tests wurde sowohl an eingeformten als auch an gebohrten Proben mit unterschiedlichem Fasergehalt unter Verwendung einer Universalprüfmaschine (Testmetric 200 kN) bei Raumtemperatur durchgeführt. Standardtestproben wurden verwendet, um den Lagerversagensmodus zu ermitteln, und nicht die Nettospannungs- oder Scherungsmodi, die geringere Belastungen mit sich brachten, die mit einem katastrophalen Bruch einhergingen, wie in früheren Studien empfohlen20,57,58,59. Die Abmessungen des Standardprüfkörpers sind in Abb. 2a dargestellt, wobei w/d = 6 und e/d = 6. Die Prüfvorrichtung wurde aus Stahl gemäß der in Abb. 2b dargestellten Geometrie hergestellt.

Lagerprüfkörper und Vorrichtung; (a) Lagerprobe, (b) Lagerbefestigung.

Für die Analyse wurden spritzgegossene faserverstärkte PP-Verbundwerkstoffe mit unterschiedlichen Faserrohstofflängen (FFSL) von 12 und 24 mm berücksichtigt. Bei Spritzgussteilen wurden die zahlenmittlere Faserlänge (\({L}_{n}\)) und die gewichtsmittlere Faserlänge (\({L}_{w}\)) mithilfe der folgenden Beziehungen ermittelt:

Und

Die Gleichungen wurden von Refs.24,60 vorgeschlagen, wobei \({L}_{i}\) die Länge der i-ten Faser in der Probe und \({F}_{i}\) die Frequenz der Faser ist Länge \({L}_{i}\). Die zahlenmittlere Faserlänge \({L}_{n}\) ist immer der kleinste Wert und wird stark von der Anwesenheit der Menge an Fasern und Fragmenten beeinflusst. Während die gewichtsmittlere Faserlänge \({L}_{w}\) durch das Vorhandensein des Anteils langer Fasern beeinflusst wird. Der Wert \({L}_{w}\) ist aussagekräftiger für die Vorhersage des mechanischen Verhaltens24,60.

Nach dem vollständigen Ausbrennen der Matrix in einem Muffelofen bei 570 °C für 4 Stunden wurden mehrere Bilder von GF aufgenommen. Der Ausbrenntest wurde für alle Arten von Verbundwerkstoffen bei unterschiedlichen FFSL und Gewichtsprozenten durchgeführt. Die Bilder wurden dann mit der ImageJ-Software analysiert und über 500 GF-Messungen durchgeführt.

Nach der Analyse der Bilder ist klar, dass die Faserlängen nach dem Spritzgussprozess dramatisch abgenommen haben24,60,61,62,63,64,65. Dies liegt daran, dass die Fasern während des Einspritzvorgangs durch die Einspritzschnecke einer massiven Scherbeanspruchung ausgesetzt sind, was zu schweren Längenbeschädigungen der Fasern führt63.

Abbildung 3 zeigt Histogramme, die den FLD von PP-Verbundwerkstoffen mit unterschiedlichem FFSL und Gewichtsprozent beschreiben. Die Histogramme beginnen bei Faserlängen von 0,05 bis 1 mm mit einer Schrittweite von 0,05 mm, basierend auf den aus den Messungen ermittelten Minimal- und Maximalwerten der Faserlängen.

Faserlängenverteilung (FLD); (a) 10 Gew.-%, (b) 20 Gew.-% und (c) 30 Gew.-%.

Aus den in Abb. 3 gezeigten Histogrammen lässt sich erkennen, dass die Verbundwerkstoffe mit allen Zusammensetzungen eine annähernd normale Verteilung aufwiesen und dass höhere Frequenzen bei Proben, die aus 12 mm FFSL hergestellt wurden, zu längeren Fasern verschoben waren. Die erhöhten Frequenzen von Kurzfasern in 24-mm-Proben werden definitiv die Werte von \({L}_{n}\) und \({L}_{w}\) verringern. Die Werte von \({L}_{n}\) und \({L}_{w}\) für alle Proben sind in Tabelle 6 aufgeführt. Darüber hinaus tendiert die Häufigkeit der Faserlängen dazu, sich zwischen verschiedenen FFSL anzunähern, indem sie zunimmt Fasergewichtsanteile von 10 bis 30 Gew.-%.

In mehreren Studien60,61,62,63,64 wurde der Einfluss der Fasergewichtsanteile auf die Faserlängen in spritzgegossenen glasfaserverstärkten Thermoplasten erörtert. Diese Studien kamen zu dem Schluss, dass die Erhöhung des Fasergehalts zu einer Verringerung der Faserlängen im resultierenden Verbundwerkstoff führt. Kumar et al.60 führten diese Verringerung der Faserlängen auf die erhöhte Schädigung der Fasern aufgrund der erhöhten Wechselwirkung zwischen den Fasern bei höheren Konzentrationen im Verbundwerkstoff zurück. Sie zeigten auch, dass sowohl \({L}_{n}\) als auch \({L}_{w}\) mit zunehmender FFSL für FFSL auf bis zu 9 mm zunehmen, ein weiterer Anstieg der FFSL um mehr als 9 mm hat einen umgekehrter Effekt, bei dem sowohl \({L}_{n}\) als auch \({L}_{w}\) abnehmen.

Aus Abb. 4 ist ersichtlich, dass die durchschnittliche Faserlänge und die Aspektverhältnisse nach dem Spritzgießen abnehmen, wenn die FFSL von 12 auf 24 mm ansteigt. Beispielsweise wurde \({L}_{w}\) von 10 Gew.-% bei Verwendung von 24 mm GF im Vergleich zu 12 mm GF um 150 % verringert. Daher kann die Erhöhung des FFSL um mehr als 12 mm zu einer erheblichen Verringerung des Faser-Seitenverhältnisses führen, wie in Abb. 4 dargestellt. Aus Tabelle 6 geht auch hervor, dass die Erhöhung des Fasergewichtsanteils zu einer leichten Verringerung des Faser-Seitenverhältnisses führt durchschnittliche Faserlänge, wie zuvor in den Referenzen 60,61,62,63,64 beobachtet. Basierend auf den obigen Ergebnissen werden in dieser Arbeit FFSL von 12 mm und 24 mm als „Langfaser/Polypropylen (LFPP)“ bzw. „Kurzfaser/Polypropylen (SFPP)“ bezeichnet.

Beziehung zwischen Fasergewichtsanteil und Faserseitenverhältnis.

Abbildung 5 stellt die Beziehung zwischen BS der GFR/PP-Verbundwerkstoffe mit unterschiedlichen Gewichtsprozenten und FFSL dar. Die Abbildung zeigt eine Abnahme des BS von SFPP-Verbundwerkstoffen im Vergleich zu LFPP-Verbundwerkstoffen. Der beobachtete Rückgang des BS beginnt bei 2,85 % bei 10 Gew.-% und reicht bis zu 5,95 % bei 30 Gew.-%. Die Abnahme des BS kann auf die verringerten Aspektverhältnisse der Fasern in den erhaltenen Verbundwerkstoffen bei erhöhtem FFSL zurückzuführen sein, wie in Abb. 4 dargestellt.

BSs von Proben mit eingeformten Löchern und unterschiedlichen Gewichtsanteilen.

Aus Abb. 5 ist auch ersichtlich, dass der Fasergehalt und die Länge in der Matrix einen starken Einfluss auf die BS von GFR/PP-Verbundwerkstoffen haben. Sowohl für SFPP als auch für LFPP steigt der BS mit steigendem Fasergewichtsprozentsatz, mit einer Verbesserung von 9 % für L3012-Proben über L00. Bei SFPP steigt der BS hingegen nur um 3 % von der L00-Probe zur L3024-Probe. Es wird erwartet, dass der BS-Anstieg aufgrund des Anstiegs des Fasergewichtsprozentsatzes zunimmt, da die Festigkeit des GF-Verstärkungsmaterials deutlich größer ist als die von PP. Eine Erhöhung des GF-Gewichtsprozentsatzes verbessert direkt den BS von Verbundwerkstoffen, wie in Abb. 5 dargestellt. Ein ähnliches Ergebnis wurde von Subramanian und Senthilvelan25 berichtet, wobei der BS von Blattfedern aus GFR/PP höher war als der von unverstärktem PP. Mit zunehmender Faserlänge nahm auch der BS zu. Darüber hinaus zeigte Asi66, dass der BS von GFRE zunächst zunahm, wenn die linearen Dichten des Gewebes zunahmen (was ein Hinweis auf den Anstieg des Fasergehalts ist), und dann mit einem zusätzlichen Anstieg der linearen Dichten des Gewebes aufgrund des erhöhten Hohlraumgehalts und der Kräuselung abnahm Ebenen des erhaltenen Verbundwerkstoffs.

Die unterschiedliche prozentuale Verbesserung für die BS von L00 zu L3012 und L3024, die bei L3012 (LFPP) dreimal höher ist als bei L3024 (SFPP), kann, wie festgestellt, mit dem Unterschied in der durchschnittlichen Faserlänge (Aspektverhältnis) zwischen ihnen zusammenhängen in früheren Studien24,60. Subramanian et al.24 und Kumar et al.60 fanden heraus, dass die Festigkeit des Verbundwerkstoffs mit zunehmender mittlerer Faserlänge zunimmt. Kumar et al.60 stellten fest, dass die Festigkeit eines Verbundwerkstoffs mehr vom Faserseitenverhältnis (oder der Faserlänge) als vom Fasergehalt abhängt und dass die verringerte Festigkeit des Verbundwerkstoffs, die durch eine verringerte mittlere Faserlänge verursacht wird, die erhöhte Verbundfestigkeit, die durch eine höhere Faserlänge verursacht wird, nahezu ausgleicht Faser Inhalt.

Abbildung 6a und b zeigen die Spannungs-Dehnungs-Kurven für Proben mit unterschiedlichen GF-Gew.-% für LFPP bzw. SFPP. Wie bereits in Abb. 5 besprochen, zeigen die Spannungs-Dehnungs-Kurven in Abb. 6 auch die Verbesserung der Lagerfestigkeiten, wenn höhere Gewichtsanteile der Fasern in die Matrix eingeführt werden, und weitere Verbesserungen der BS für Proben mit längeren Fasern. Aus Abb. 6 geht außerdem hervor, dass die Bruchdehnungen der GF/PP-Verbundwerkstoffe aufgrund der geringeren Dehnung von GF im Vergleich zur Dehnung von PP, wie in den Tabellen 1 und 2 erwähnt, umgekehrt proportional zum Fasergewicht sind.

Spannungs-Dehnungs-Kurven von; (a) LFPP und reines PP, (b) SFPP und reines PP.

Die experimentellen Ergebnisse der gemessenen BS, die entsprechenden Werte der S/N-Verhältnisse und der Experimentcode für jeden Versuch sind in Tabelle 7 aufgeführt, sowohl für LFPP als auch für SFPP, sortiert von Experiment 1 bis Experiment 16.

Die Tabellen 8 und 9 stellen den Rang der Auswirkung jedes Faktors auf den Antwortparameter (BS) für LFPP bzw. SFPP anhand einer Taguchi-Analyse mit der Software Minitab 17 dar. Die Minitab-Software weist Ränge basierend auf Delta-Werten zu; Rang 1 bezieht sich auf den höchsten Delta-Wert, Rang 2 auf den zweithöchsten Delta-Wert usw., um die entsprechende Auswirkung jedes Faktors auf die Antwort (BS) anzuzeigen. Bei LFPP ist der Gewichtsanteil der effektivste Faktor auf der BS, gefolgt von der Geschwindigkeit und dann dem Futter. Bei SFPP ist der effektivste BS-Faktor die Geschwindigkeit, gefolgt vom Futter und dann vom Gewichtsanteil. Es sind unterschiedliche Ränge für die Faktoren zwischen LFPP und SFPP zu erkennen.

Das allgemeine lineare ANOVA-Modell wurde zusammen mit der einfaktoriellen ANOVA erstellt, um die Reaktion jedes Faktors zu beschreiben, wobei gleiche Varianzen für die Analyse angenommen wurden. Die Ergebnisse des allgemeinen linearen ANOVA-Modells und der einfaktoriellen ANOVA sind in den Tabellen 10 bzw. 11 zusammengefasst. Der Vergleich des p-Werts für jeden Faktor mit dem Signifikanzniveau (α = 0,05) zeigt, dass für LFPP der Gewichtsanteil einen p-Wert hat, der kleiner als das Signifikanzniveau α (p-Wert = 0,003) ist, Tabelle 10. Während Vorschub und Geschwindigkeit p- haben Werte größer als α. Im Fall von SFPP hat die Geschwindigkeit jedoch einen p-Wert unterhalb des Signifikanzniveaus α (p-Wert = 0,005). Während Futter- und Gewichtsfraktionen p-Werte haben, die höher als α sind. Der Gewichtsanteil ist bei LFPP der wichtigste Faktor, der die BS beeinflusst. Der BS steigt mit zunehmendem Gewichtsanteil mit einer maximalen Verbesserung des BS von 9 % für 30 Gew.-% gegenüber reinem PP. Während Geschwindigkeit und Vorschub einen unbedeutenden Einfluss haben, da der Neigungsgradient sehr klein ist, wie in Abb. 7 dargestellt, werden für SFPP unterschiedliche Ergebnisse erzielt, bei denen die Geschwindigkeit der wesentliche Faktor ist, der die BS beeinflusst. BS nimmt ab, wenn die Drehzahl von 1000 auf 4000 U/min steigt. Andererseits haben Gewichtsanteil und Futter unbedeutende Auswirkungen auf BS mit einer sehr kleinen Steigung, wie in Abb. 7 dargestellt. Die Ergebnisse der ANOVA stimmen gut mit den Ergebnissen überein, die mit der Minitab 17-Software erzielt wurden. Das Fehlen eines Einflusses des Gewichtsanteils auf die BS im Fall von SFPP kann auf die reduzierte gewichtete durchschnittliche Faserlänge zurückzuführen sein, die das Feld für die Bearbeitungsparameter frei macht, um deren Auswirkung auf die BS von GFR/PP-Verbundwerkstoffen, dargestellt durch die Spindelgeschwindigkeit, zu zeigen.

Diagramm des mittleren Effekts für LFPP und SFPP für BS- und S/N-Werte.

Abbildung 8a,b zeigt den Unterschied zwischen BS von Proben mit eingeformten Löchern und bearbeiteten Löchern für LFPP- bzw. SFPP-Proben. Aus der Abbildung geht hervor, dass die BS der eingeformten Löcher für alle Gewichtsanteile und Faserlängen etwas besser ist als die der maschinell bearbeiteten Löcher. Kollateralschäden beim Bohrprozess spielen eine wichtige Rolle bei der verringerten BS von Proben mit Bohrlöchern. Die Steigung in Abb. 8a zeigt ein ähnliches Verhalten für eingeformte und bearbeitete Proben für LFPP, wo sie die gleiche Anstiegsrate von BS zusammen mit der Zunahme des Fasergewichtsanteils aufweisen. Der durchschnittliche BS-Anstieg bei Proben mit eingeformten Löchern beträgt etwa 1 % im Vergleich zu Proben mit Bohrlöchern. Während die Steigung in Abb. 8b eine etwas höhere Anstiegsrate von BS zusammen mit einem Anstieg des Fasergewichtsanteils bei Proben mit eingeformten Löchern im Vergleich zu den Proben mit bearbeiteten Löchern für SFPP zeigt. Der Anstieg des BS für Proben mit eingeformten Löchern reicht von 0,8 % für reines PP bis 2,6 % für 30 Gew.-% GF gegenüber Proben mit gebohrten Löchern.

BS von eingeformten Löchern im Vergleich zu bearbeiteten Löchern; (a) LFPP, (b) SFPP.

Die Lagertestergebnisse von Hufenbach et al.30 zeigten, dass in textilverstärkten Thermoplasten eingeformte Löcher im Vergleich zur gebohrten Konfiguration größeren Belastungen standhalten konnten.

Experimentell versagen die mechanisch befestigten Verbindungen aufgrund von vier grundlegenden Mechanismen; Netzspannung, Scherung, Spaltungsversagen und Lagerversagen. Die Netzspannungs-, Scherungs- und Spaltungsversagensarten sind aufgrund der katastrophalen Natur des endgültigen Versagens nicht wünschenswert20. Als ideale Ausfallart gilt ein Lagerausfall, der durch eine fortschreitende Abnahme der aufgebrachten Last gekennzeichnet ist38,67. Der Versagensschaden von faserverstärktem Material könnte auf Matrixrisse, Faserbrüche, Ablösungen der Faser-Matrix-Grenzfläche und deren Kombinationen zurückzuführen sein68. In diesem Abschnitt wurde der Versagensmodus von Verbundwerkstoffen mit Schraubenverbindungen durch Beobachtung der Versagensoberfläche bewertet. Abbildung 9 zeigt die Versagensmorphologien von eingegossenen Proben mit unterschiedlichen Gewichtsanteilen und Faserlängen, die im Lager getestet wurden. Aus Abb. 9 geht hervor, dass in der vorliegenden Arbeit als Ergebnis des Lagertests zwei Fehlerarten aufgetreten sind. Der erste Versagensmodus ist der reine Lagermodus, der in einer reinen PP-Probe (L00) dargestellt wird, wie in Abb. 9a dargestellt. Der zweite Versagensmodus ist der gemischte Versagensmodus (Netzspannungs-/Lagermodus) von GFR/PP-Verbundproben, wie in Abb. 9b–g dargestellt. Es werden ähnliche Versagensarten bei unterschiedlichen Faserlängen festgestellt, wobei die Tragfähigkeit mit zunehmendem Fasergewichtsanteil abnimmt. Daher kam es bei den in Abb. 9f,g gezeigten L3012- und L3024-Proben kaum zu Lagerausfällen, während mit reinem PP eine beeindruckende Tragfähigkeit erreicht wird, wie in Abb. 9a dargestellt.

Versagensmorphologien von in Lagern getesteten Proben mit eingegossenen Löchern; (a) Reines PP, (b) 10 Gew.-% GF (12 mm Anfangslänge) + 90 Gew.-% PP, (c) 10 Gew.-% GF (24 mm Anfangslänge) + 90 Gew.-% PP, (d) 20 Gew.-% GF (12 mm Anfangslänge) + 80 Gew.-% PP, (e) 20 Gew.-% GF (24 mm Anfangslänge) + 80 Gew.-% PP, (f) 30 Gew.-% GF (12 mm Anfangslänge) + 70 Gew.-% PP und (g) 30 Gew.-% GF (12 mm Anfangslänge) + 70 Gew.-% PP.

Die REM-Aufnahmen der Bruchzone der L1012- und L3012-Proben sind in Abb. 10a bzw. b dargestellt. Der Sprödbruch der Matrix ist bei der L3012-Probe deutlicher als bei der L1012-Probe, was proportional zur Sprödigkeit der Spannungs-Dehnungs-Kurven für die L3012-Probe ist, wie zuvor in Abb. 6 dargestellt Abb. 10 zeigt, dass offenbar bei beiden Proben durch Probenbruch eine große Anzahl von Fasern aus der Matrix herausgezogen wurden.

REM-Bilder eines Querschnitts der Bruchzone von Proben; (a) 10 Gew.-% GF (12 mm Anfangslänge) + 90 Gew.-% PP und (b) 30 Gew.-% GF (12 mm Anfangslänge) + 70 Gew.-% PP.

Abbildung 11 enthält die Spannungs-Dehnungs-Beziehung sowie die Versagensmorphologie einiger Proben mit bearbeiteten Löchern. Ein gemischter Versagensmodus (Netzspannungs-/Lagermodus) ist bei allen Proben mit maschinell bearbeiteten Löchern aufgetreten, mit Ausnahme der GFK-Proben mit 30 Gew.-%, die nur im Nettospannungsmodus versagten, wie in Abb. 11 dargestellt. Die Änderung des Versagensmodus zwischen Form- und Schäden an und gebohrten Proben können auf Schäden im Zusammenhang mit dem Bohrvorgang zurückzuführen sein.

Versagensmorphologien und Lagerspannungs-Dehnungs-Kurven von Bohrlochproben.

In dieser Studie wird eine experimentelle und statistische Analyse für BS im Zusammenhang mit GFR/PP-Verbundwerkstoffen vorgestellt, die im Spritzgussverfahren mit entweder eingegossenen oder gebohrten Löchern bei verschiedenen Bohrbedingungen hergestellt wurden. Die erhaltenen Ergebnisse können wie folgt zusammengefasst werden:

Es wurde festgestellt, dass die BS von Proben, in die längere FFSL eingespritzt wurden, aufgrund der beobachteten Abnahme der gewichtsmittleren Faserlänge in der hergestellten Probe nach dem Spritzgussverfahren eine niedrigere BS aufwies als von kürzeren. Die beobachtete Abnahme des BS beginnt bei 2,85 % bei 10 Gew.-% und reicht bis zu 5,95 % bei 30 Gew.-% GFR/PP.

Bei Proben mit eingeformten Löchern, sowohl für LFPP als auch für SFPP, steigt der BS mit zunehmendem Fasergewichtsanteil. Für LFPP wird eine Verbesserung von 9 % für L3012-Proben über L00 erzielt. Bei SFPP hingegen steigt der BS nur um 3 % von der L00-Probe auf die L3024-Probe.

Bei Proben mit Bohrlöchern zeigten die Ergebnisse der ANOVA- und Taguchi-Analyse, dass die Auswirkungen der Bearbeitungsbedingungen und des Gewichtsanteils auf die BS zwischen LFPP- und SFPP-Proben unterschiedlich waren; Bei LFPP war der Gewichtsanteil der wichtigste Faktor, während sich herausstellte, dass die Bohrbedingungen (Geschwindigkeit und Vorschub) weniger wichtig waren. Für SFPP stellte sich jedoch heraus, dass die Spindelgeschwindigkeit der wichtigste Faktor ist, gefolgt vom Vorschub, während der Gewichtsanteil den geringsten Einfluss hat.

Der Anstieg des Gewichtsanteils führt zu einem Anstieg des BS sowohl bei eingeformten als auch bei maschinell bearbeiteten Lochproben.

Die BS der eingeformten Löcher ist für alle verwendeten Gewichtsanteile und Faserlängen etwas besser als die der maschinell bearbeiteten Löcher. Bei LFPP beträgt der durchschnittliche Anstieg des BS bei Proben mit eingeformten Löchern etwa 1 % im Vergleich zu Proben mit gebohrten Löchern. Bei SFPP hingegen liegt der Anstieg des BS bei Proben mit eingeformten Löchern zwischen 0,8 % für reines PP und 2,6 % für 30 Gew.-% GFR/PP gegenüber Proben mit gebohrten Löchern.

Die Morphologieanalyse gebrochener Proben zeigte Folgendes: Bei Proben mit eingegossenen Löchern versagten einfache PP-Proben im reinen Lagerversagensmodus. Während GFR/PP-Proben unter Lager- und Netzspannung versagten, kam es zu einem Versagen im gemischten Modus. Bei den Proben mit maschinell bearbeiteten Löchern versagten alle Proben unter Lager- und Netzspannungsversagen im gemischten Modus, mit Ausnahme der 30 Gew.-% GFR/PP-Proben, die nur unter Netzspannungsversagen versagten.

Die Autoren erklären, dass alle im Rahmen dieser Studie generierten oder analysierten Daten in diesem veröffentlichten Artikel enthalten sind.

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AI Selmy, Ayman MM Abdelhaleem und AA Megahed

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Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Osama, M., Selmy, A., Abdelhaleem, A. et al. Vergleich zwischen Tragfestigkeiten von eingeformten und bearbeiteten Löchern aus GFK/PP-Verbundwerkstoffen. Sci Rep 12, 14756 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-18943-w

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Eingegangen: 04. Mai 2022

Angenommen: 22. August 2022

Veröffentlicht: 30. August 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-18943-w

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