Summary
Dans cet ouvrage, plusieurs aspects liés au processus de conception structurelle d’un carbone fiber reinforced véhicule solaire en plastique sont détaillés, en se concentrant sur le châssis monocoque, les ressorts à lame, et de tester le véhicule dans son ensemble lors d’une collision.
Abstract
Croiseurs sont occupants plusieurs véhicules solaires qui sont conçues pour participer à longue distance (plus de 3 000 km) courses solaires basée sur le meilleur compromis entre la consommation d’énergie et la charge utile. Ils doivent se conformer aux règles de la course de l’encombrement, la taille de panneau solaire, fonctionnalité et sécurité et exigences structurales, tandis que la forme, les matériaux, le groupe motopropulseur, et la mécanique est considérée à la discrétion du concepteur. Dans ce travail, les aspects les plus importants du processus de conception structurelle d’un carbone fiber reinforced plastic véhicule solaire sont détaillées. En particulier, les protocoles utilisés pour la conception de la séquence de la stratification de la simulation numérique de crash test du véhicule, y compris la cage de sécurité, le châssis et l’analyse structurelle des ressorts à lames sont décrites. La complexité de la méthodologie de conception de structures composites renforcés de fibres est compensée par la possibilité d’adapter leurs caractéristiques mécaniques et d’optimiser le poids de la voiture.
Introduction
Une voiture solaire est un véhicule solaire utilisé pour le transport terrestre. La première voiture solaire a été présentée en 1955 : C’était un petit modèle 15 pouces, composé de 12 cellules photovoltaïques de sélénium et un petit moteur électrique1. Depuis cette démonstration réussie, grand s’est efforcé dans le monde entier pour prouver la faisabilité de la mobilité durable-solaire.
La conception d’un véhicule solaire2 est strictement limitée par le montant de l’apport d’énergie dans la voiture, qui est assez limitée dans des conditions normales. Quelques prototypes ont été conçus pour un usage public, bien qu’aucune voiture alimentée principalement par le soleil n’est disponibles dans le commerce. En fait, voitures solaires semblent loin d’une utilisation courante dans la vie quotidienne étant donnée leurs limites actuelles, notamment en termes de coût, la gamme et la fonctionnalité. Dans le même temps, ils représentent un banc d’essai valide pour le développement de nouvelles méthodes, au niveau de la conception et de fabrication, combinant la technologie couramment utilisée dans les secteurs industriels avancés, tels que l’aérospatiale, alternatives énergétiques, et automobile. En outre, la plupart des voitures solaires ont été construites dans le but de courses de voitures solaires, blasonnés événements partout dans le monde, dont les participants sont principalement des universités et centres de recherche qui sont vantent la recherche de solutions optimales pour chaque problème technique. En particulier, les organisateurs des compétitions plus importantes (p. ex., le World Solar Challenge) ont adopté une stratégie de développement du règlement course visant à mettre ces véhicules extrêmes aussi près que possible à la plus traditionnelle moyens de transport. Plus précisément, après de nombreuses années où les véhicules étaient des monoplaces et conçu l’itinéraire comme dès que possible la catégorie émergente des véhicules de type cruiser a été récemment introduit et conçu pour le transport efficace des passagers supplémentaires.
Pour ces véhicules, les prescriptions techniques sont devenus encore plus rigoureuses. En effet, non seulement ont-ils garantir l’efficacité énergétique maximale, mais ils doivent aussi respecter des conditions ingénieries plus complexes liées à des fonctionnalités différentes. Par exemple, la possibilité de transporter un plus grand nombre d’occupants rend plus difficile à garantir les conditions de sécurité et de maniabilité. L’effort est rendu plus compliqué en raison de l’augmentation globale de poids et de la nécessité d’insérer un beaucoup plus grand pack batterie, tandis que les espaces internes doivent être réduites, rendant le positionnement de la mécanique difficile.
Une nouvelle philosophie de conception doit être abordée, y compris une vision différente de l’utilisation de matériel et de fabrication. Tout d’abord, les matériaux doivent être sélectionnés à l’issu de la résistance-poids le plus élevé et, en conséquence directe, plastiques renforcés carbone fibres représentent une solution optimale. En outre, les stratagèmes spécifiques dans la conception doivent être implémentées.
Dans le présent article, sont représentés les procédures employées pour la conception de certains des plus importants éléments structurels du véhicule solaire, comme son châssis monocoque, la suspension et même un essai de collision computationnelle. La portée finale est d’obtenir rapidement un véhicule solaire avec un poids le moins possible, dans un compromis avec les règles d’aérodynamique et de la course.
Évidemment, la recherche pour le matériel optimal en ce qui concerne le rapport entre la résistance et le poids est limitée par la technologie employée, qui est le moulage autoclave de CFRP préimprégnés. Les méthodes sélectionnées vise la détermination rapide du choix du matériau optimal en termes de typologie de plis dans un nombre fini de possibilités et de lay-up. En fait, la conception en matériaux composites implique le choix simultané des propriétés géométriques de la section du matériel spécifique et de la technologie appropriée (que, dans le cas présenté ici, est déterminé a priori, comme cela arrive souvent).
Plusieurs compétitions de renom performance sur de longues distances pour les véhicules électriques solaires ont eu lieu dans le monde entier au cours des dernières décennies, impliquant les meilleurs universités et centres de recherche, qui sont les principaux agents de promotion pour le développement de cette mobilité technologie. Cependant, la compétitivité qui s’exécute dans ce domaine de recherche en collaboration avec les limites de la propriété intellectuelle est un facteur limitant sérieusement pour la diffusion des connaissances en la matière. Pour cette raison, la revue de la littérature sur les comptes de conception solaire voiture des références peu (et parfois dépassées), même lorsque toute recherches reposent sur ce sondage3, qui est pourquoi la réalisation de œuvres comme celui en l’espèce sont encouragés.
Indépendamment de quel aspect de la conception du véhicule est en cours d’amélioration, un objectif commun vise toujours à : la réalisation de la plus grande efficacité énergétique. Les changements productifs dans la conception ne reposent pas toujours sur des technologies de pointe, puisqu’elles peuvent être simplement basées sur la mécanique tels que l’abaissement du centre de gravité du véhicule afin d’augmenter sa stabilité (ce qui est particulièrement importante pour les compétitions organisées dans le désert régions4 en raison du vent de côté des rafales5) ou en réduisant le poids du véhicule pièces6-de qui un 10 % de réduction de poids globale en véhicules électriques peut déduire jusqu'à 13,7 % à7d’économie d’énergie. Stratégies de gestion énergétique approfondie sont aussi couramment utilisées dans les épreuves de course pour assurer les meilleures performances possibles, excitant une vitesse maximale de 130 km/h et frais unique qui durent pendant plus de 800 km où l'on peut obtenir en catégorie cruiser voitures8.
L’étude du véhicule aérodynamique5,9,10 est importante pour assurer le peu de résistance de l’air et de douceur lors de la conduite, où les principaux aspects à contrôler sont une diminution du coefficient de traînée à laisser la voiture pour se déplacer tout en dépensant moins d’énergie et le coefficient de portance qui doit rester négatif pour garantir que la voiture est sans risque et solidement fixée au sol, même à des vitesses plus élevées.
Un autre paramètre important à être conçu est le système de suspension, qui est généralement appliqué dans les véhicules réguliers avec le seul but de fournir le confort, la stabilité et la sécurité, mais dans les voitures solaires, il faut aussi lumière. Cet aspect important a été exploré depuis 199911 dans les études impliquant des ressorts à lames en fibre de verre et, plus récemment, avec la fibre de carbone12 qui, lorsqu’il est utilisé pour constituer le wishbone liens13, s’est avéré non seulement le poids réduction, mais aussi un facteur d’amélioration de la sécurité. Bien que le double triangle suspensions sont sans aucun doute plus souvent utilisées dans la voitures solaires14, la présente étude considère un ressort à lames transversal construit avec fibre de carbone, car il est un système de suspension plus simple et plus léger avec un poids non suspendu réduit.
En ce qui concerne la fabrication du châssis, la construction d’une structure monocoque en fibre de carbone s’est avéré d’accorder un avantage de performance significative, étant une contrainte de conception indispensable pour les plus importants existant4,8 ,15 équipes de la voiture solaire. L’utilisation de fibre de carbone est indispensable à l’exécution du véhicule, ce qui permet aux équipes de construire des véhicules où chacune des composantes structurelles (ou différentes parties de la structure même, comme dans le châssis) possède une quantité optimale de fibres en couches dans calculé orientations. Pour cela, dans cet ouvrage, le matériau propriétés ont été évaluées par le biais normalisé les tests expérimentaux, tels que l’essai de flexion trois points et l’essai de résistance (se) de résistance au cisaillement interlaminaire.
Pour assurer la stabilité dimensionnelle pendant le cycle de traitement, la construction est généralement faite avec les sacs rétractables sous vide et autoclave4 dans des moules en fibre de carbone qui, à leur tour, sont revêtus sur mousse haute densité usiné avec précision ou de profils d’aluminium de moulage. La majorité des pièces est constituée par une structure "sandwich" (c'est-à-dire, avec des fibres de la peau et les matériaux de base extrêmement léger qui servent à attribuer la résistance flexion pour le composite portant un poids extrêmement faible). En outre, fibre de carbone est également avantageuse pour offrir des niveaux plus élevés de vibration de sécurité contre les phénomènes de résonance12.
Visant à certifier la sécurité des passagers dans les événements de crash, crash-tests impliquent généralement des tests fastidieux et peu rentables, expérimentales et destructrices avec des échantillons. Une tendance récente qui gagne en popularité immense est simulés par ordinateur crash tests, où ces simulations enquêter sur la sécurité des occupants de la voiture au cours de différents types d’impacts (p. ex., frontale, décalage impact frontal, latéral et au renversement du) . Compte tenu de l’importance d’effectuer une analyse de panne sur un véhicule routier et la possibilité de le faire par le biais de la modélisation numérique, la présente enquête vise à identifier les domaines les plus critiques du véhicule solaire, en ce qui concerne les deux contrainte maximale et déformation, afin de permettre une hypothèse d’amélioration de la structure.
L’essai de collision numérique sur véhicules solaires effectués par les présentes est sans précédent. Compte tenu de l’absence de bibliographie de la recherche et les règlements spécifiques à cette approche innovante voiture solaire, une adaptation qui tient compte de l’impact du véhicule sur un obstacle rigide à sa vitesse moyenne a été estimée. Pour cela, la modélisation de la géométrie du véhicule et la simulation (maille constitution et simulation montage y compris) ont été menées sur différents logiciels appropriés. L’utilisation de fibre de carbone pour la structure du véhicule est également justifiée par son comportement de résistance à l’écrasement, qui a déjà été démontré d’être supérieur à celui des autres matériaux, tels que les composites de fibre de verre, sur des essais de collision de véhicules électriques16.
Protocol
Remarque : Le processus de conception d’un véhicule solaire est une tâche très complexe, impliquant des aspects multidisciplinaires, n’est pas possible de les couvrir tous ici. Afin de guider le lecteur, le processus logique dans laquelle sont intégrées les protocoles décrits est illustré à la Figure 1.
Figure 1 : diagramme de conception. Les interactions entre les différentes parties du processus de conception sont représentées. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
1. la superposition de la conception du châssis principal
- Déterminer la répartition de la charge dans le pire des scénarios.
- Multipliez les distributions de masse pack batterie et les voyageurs par accélération verticale de la conception afin d’obtenir la charge principale.
- Examiner la position des sièges et les emplacements de différentes batteries possible.
- Calculer les réactions sur les articulations de ressorts à lames. Le véhicule est considéré comme une poutre a simplement pris en charge.
- Déterminer les diagrammes du moment fléchissant et cisaillement.
- Trouver le maximum admissible de cisaillement sur le matériel de noyau. Sa valeur peut être lue dans la fiche technique de base ou trouvée au moyen d’expérience sur des spécimens appropriés. Dans ce cas, le stress de délaminage des plis core peut être déterminé.
- Calculer l’épaisseur du noyau "sandwich" basé sur la résistance de cisaillement17,18 (où
est la largeur sur laquelle la shear force 
est appliqué et 
est l’épaisseur du noyau).
- Trouver la force de traction et de compression des plis PRFC disponibles. Leur valeur se trouvent dans les fiches techniques des plis.
- Déterminer expérimentalement la résistance à la flexion des composites "sandwich"19.
- Déterminer expérimentalement l’utiles pour les combinaisons possibles des matériaux20,21.
- Prendre en considération les différentes sections du véhicule, dont la forme est conçue dans un compromis entre les exigences aérodynamiques et besoins fonctionnels.
Remarque : Il y a trois sections critiques dans le châssis, celui avec le plus haut moment de flexion et les deux extrémités, où la superficie est considérablement réduite en raison de la présence des systèmes roue-suspension. En outre, dans ces deux sections réduites, le cisaillement doit être transféré de la lame de ressort sur le châssis. - Faire une hypothèse sur le lay-up dans les trois sections considérées et dans les différentes parties des sections, en tenant compte du fait que le minimum technologique17 est au moins 10 % des fibres dans chaque direction (0 ° [c.-à-d.longitudinale], 90 ° [c'est-à-diretransversale] et ± 45 ° [c.-à-d., diagonale]), la plus importante charge agissant dans le cadre spécifique de la section, que le nombre de plis est entier, et que l’épaisseur doit être réduit au minimum.
- Calculer les contraintes de traction et de compression maximales selon la théorie de "sandwich"17,18 et comparez-les à celles autorisées (où est la largeur sur laquelle le moment
est appliqué et et 
sont l’épaisseur du noyau et des plis, respectivement).
- Modifier le lay-up, si nécessaire et retour à l’étape 1.9.
- Faire un modèle éléments finis en couches dans le logiciel Abaqus et appliquer les charges d’impact équivalent prescrits par les règlements22.
- Créer le châssis dans un modeleur CAD.
- Importer le châssis dans le logiciel MEF comme une coquille ou une partie solide en cliquant sur importation | Partie. S’il est importé sous forme de solide, utilisez l’outil Modifier la géométrie pour le transformer en une partie de la coque.
- Définir les propriétés d’un seul pli CFRP comme matériau élastique avec type Lamina ou Ingénierie constantes; Choisissez les modules élastiques et les coefficients de Poisson du matériau. Notez que génie constantes paramètres sont nécessaires si le comportement hors-plan de la coquille est analysé. Choisir Hashin Dommages critère à appliquer un critère de rupture de la couche composite26.
- Créer une section Composite Layups en définissant l’ordre d’empilement du stratifié. Affecter chaque pli son orientation et l’épaisseur sous forme de tableau.
Remarque : L’épaisseur après durcissement doit considérer pour le PRFC plies. - Affecter la distribution d’éléments discrets de la partie par Graines Mesh. Utilisez l’outil de Partition visage et graine de partialité pour augmenter le nombre d’éléments aux endroits critiques. Choisir la forme d’élément Quad-dominé et le type d’élément de Shell . Cliquez sur intégration réduite si les effets sablier dans le modèle sont négligeables ; dans le cas contraire, utiliser l’intégration étudiée.
- Créez une instance du châssis dans le module d’assemblage . Il s’agit de celle à laquelle les charges et conditions aux limites s’appliqueront.
- Définir la procédure d’analyse dans le module d’étape comme Static. Choisissez les paramètres du solveur. Sélectionnez Nlgeom: sur pour activer le comportement non linéaire de membranal.
- Appliquer des charges qui sont équivalentes à celles prescrites par les règlements, que la force de corps se charge sur le châssis. Appliquer des forces concentrées aux positions des batteries et des occupants pour prendre en compte leurs poids localisés.
- Appliquer le BCs sur l’instance. Considérer le châssis comme un corps pris en charge par les charges externes, avec épinglé BC à la limite ' emplacements.
- Définir les sorties dans le module de Demandes de sortie de terrain . Sélectionnez domaine : layup Composite pour extraire les sorties à l’emplacement de chaque pli dans le stratifié.
- Créer un emploi et exécuter l’analyse.
- Vérifier la conformité des résultats avec les exigences de la réglementation22. Dans le cas où ils ne sont pas remplies, revenir à étapes 1,9 et 1.12.4 et modifier la séquence de stratification.
- Produire un pli-livre traduisant l’approche chapitre par chapitre du concepteur structurels à une approche de plis-en-plis nécessaire par le fabricant.
- Faire des modifications dans les sections où les exigences fonctionnelles spécifiques entraîne une réduction de l’épaisseur "sandwich".
- Fabriquer le châssis dans un autoclave.
- Produire des modèles de mousse haute densité par usinage.
- Garantir un état de surface lisse avec papier de verre fin-granulométrie.
- Appliquer des couches de scellant et démoulant sur la mousse afin d’assurer la detachability des moules en fibre de carbone.
- Fabriquer des moules par l’assemblage de fibre de carbone pré-imprégné catalyse-froid couches et sceller chaque partie avec aspirateur sac de compression pour un autre remède autoclave.
- Polir la surface des moules produites et appliquer le scellant et agents de démoulage.
- Pièces du châssis en stratifié sur le moule selon le pli-livre et les soumettre à la compression du sac de l’aspirateur et un traitement autoclave.
est la largeur sur laquelle la shear force 
est appliqué et 
est l’épaisseur du noyau).
est appliqué et 
sont l’épaisseur du noyau et des plis, respectivement).
2. ressort à lames Design
Figure 2 : chargement des diagrammes de la lame de ressort. Cette figure illustre la détermination du cisaillement et de la qualité de moment fléchissant sur le ressort à lames. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
- Déterminer la répartition de la charge le long de la lame de ressort (voir le schéma de flexion et de cisaillement de la Figure 2).
- Évaluer la charge maximale appliquée aux roues du véhicule dans le pire des cas (voir étape 1.1).
- Calculer les forces de réactions (charge maximale
) sur le ressort tire parti des extrémités, considérant le bras de suspension. - Définir le soutenir et charger les pointes de la lame de ressort basé sur ses points d’ancrage de châssis du véhicule et la suspension de ceux.
- Déterminer les schémas de la flexion et cisaillement, modélisation de la lame de ressort comme une poutre de flexion quatre points avec une charge maximale égale appliqué aux extrémités (pire).
- Évaluer le déplacement maximal
de la lame de ressort se termine conformément à la géométrie de la suspension et l’espace autorisé autour du châssis du véhicule. - Choisissez le matériau avec la capacité souche spécifique emmagasinant de l’énergie plus élevé,
.
Ici,
est la contrainte admissible, 
est le module d’élasticité, et 
est la masse volumique.- Que pour le pliage est la charge dominante de la lame de ressort (la charge de cisaillement est un ou deux ordres de grandeur inférieurs), maintenir la résistance à la fatigue du matériau comme .
- Pour les matériaux orthotropes composites, considérer la fatigue flexion de la FRP le long de la direction principale (direction de la fibre) comme .
- Que pour le pliage est la charge dominante de la lame de ressort (la charge de cisaillement est un ou deux ordres de grandeur inférieurs), maintenir la résistance à la fatigue du matériau comme
- Sur le plan conceptuel de concevoir le ressort à lames forme et ranger le bateau pour maximiser son énergie spécifique, capacité de stockage.
NOTE : Les ressorts à lames section transversale doit être modélisée afin que l’état de contrainte admissible maximale se produit le long de tous les ressorts à lames.- Se concentrer uniquement sur la flexion diagramme de la Figure 2. La charge de cisaillement est un ou deux ordres de grandeur inférieurs. Sur cette base, diviser le ressort à lames dans deux types de secteurs : entre les deux supports (
) et entre les supports et les extrémités des ressorts à lames (
). - Le long de , garder la charge en flexion constante et à son maximum ; par conséquent, également maintenir la section transversale constante.
- Le long de , augmenter la charge de flexion linéairement depuis le point d’application de charge à l’appui ; par conséquent, la hauteur de coupe
devrait satisfaire l’équation suivante pour éviter le stress 
constante sur la surface externe de la lame de ressort, le long de toute sa longueur.
Ici,
est la distance entre le point d’application de la charge maximale 
et 
est la largeur de coupe transversale. La formule donne à penser que le long de la span, hauteur de coupe de la lame de ressort 
doit être conique avec un profil parabolique. Toutefois, pour des raisons de pratique de processus, approximativement profil hauteur de la lame de ressort avec un linéaire.
NOTE : Gardez constante pour éviter l’interruption de la fibre pendant le processus de laminage, qui réduira la force des laminas composites. - Parce que la flexion est supérieure à la charge de cisaillement, utiliser une structure "sandwich" avec un noyau linéairement conique de 0-90 tissu en matière plastique renforcée pour résister à des charges de cisaillement et confèrent une rigidité torsionnelle aux ressorts à lames et les couches extérieures de FRP unidirectionnel orientée avec le ressort à lames axe principal de contraster la charge en flexion. Les couches ont une épaisseur constante afin d’éviter des discontinuités géométriques dans la zone de stressée plus élevée.
- Se concentrer uniquement sur la flexion diagramme de la Figure 2. La charge de cisaillement est un ou deux ordres de grandeur inférieurs. Sur cette base, diviser le ressort à lames dans deux types de secteurs : entre les deux supports (
- Obtenir la traction, compression, flexion et la résistance des matériaux en matière plastique renforcée sélectionnés au cisaillement. Leur valeur peut être trouvée dans les fiches techniques ou au moyen d’un test basé sur les normes de l’ASTM (solution privilégiée).
- Optimiser les dimensions géométriques de ressort à lames au moyen d’un modèle analytique.
Remarque : La fonction objective est de minimiser la masse tout en se conformant aux contraintes imposées ; par conséquent, supporter une charge maximale avec une déviation égale à et garder les contraintes inférieurs à ceux matériel admissibles.- Contraindre la condition sur la déformation maximale pour une charge maximale spécifiée .
Ici,
est une petite valeur insérée pour des raisons de convergence. D’un point de vue conceptuel, le ressort est un "sandwich" avec un coeur conique dans le région. Calculer l’enfoncement 
à la charge , au moyen de la méthode de Castigliano.
Ici,
et 
sont la rigidité en flexion de la lame de ressort le long de et , respectivement.
Ici,
et 
sont le module d’élasticité de l’âme et les couches supérieures, respectivement,
est l’épaisseur de la couche externe, et
est l’épaisseur du noyau.
- Contraindre la condition sur l’effort de flexion maximal :
(maximum fatigue UD contrainte de flexion). Évaluer les 
au moyen de la théorie d’Euler-Bernoulli.
- Contraindre l’état sur la base maximale et les contraintes de cisaillement de la couche externe :
(contrainte de cisaillement maximale dans le noyau fatigue) 
(contrainte de cisaillement maximale dans le noyau fatigue). Évaluer les 
et 
au moyen de la théorie d’Euler-Bernoulli24.
- Utiliser la masse ressort à lames comme fonction objective pour réduire au minimum.
Remarque : Les paramètres géométriques qui peuvent être modifiées sont :
, , et . Si permis par la conception des points d’ancrage au cadre, et peut également être considéré comme variables, si la contrainte suivante est respectée :
- Résoudre le problème de manière itérative ou au moyen d’algorithmes d’optimisation, qui se trouve intégrés dans plusieurs logiciels informatiques numériques.
- Contraindre la condition sur la déformation maximale
- Effectuer une simulation de FE du ressort à lames optimisée dans Ansys Composite Pre/Post (ACP). L’objectif est d’évaluer la concentration des contraintes et le hors-plan des charges.
- Dessiner, comme une surface, la géométrie CAO de seulement un quart de la lame de ressort, avec la surface divisée en correspondance avec les variations de point et lay-up de soutien.
- Créez un nouveau projet de simulation dans le ANSYS Workbench. Sélectionnez ACP (GER) (dans le menu de la boîte à outils ) en le faisant glisser dans l’espace de travail.
- Définir les propriétés du matériau en cliquant sur les Données d’ingénierie. Sélectionnez sources de données d’ingénierie et d’importation de matériaux composites dossier carbone UD et de tissus préimprégnés propriétés par défaut, en double-cliquant sur eux. Mettre à jour les constantes matérielles dans les trois directions principales avec celles disponibles sur la fiche technique matérielle ou obtenus à partir des résultats expérimentaux.
- Importez la géométrie tout en gardant le lien avec le CAD en cliquant à droite sur la géométrie et puis sur la géométrie de l’importation. Importez-le dans le format natif de la CAD.
- Double-cliquez sur le modèle. Affecter une épaisseur surface arbitraire. Définir les zones de layup différents en utilisant la fonction de Sélection nommée (clic droit sur le modèle , puis sur insérer). Générer le maillage par défaut en cliquant-droit sur maille , puis sur générer mesh.
- Dans Workbench, Ouvrez ACP – pré en double-cliquant sur le programme d’installation.
- Définir les propriétés des plis dans le dossier de menu Données du matériau . Sélectionnez Créer tissu en cliquant-droit sur les tissus; Ensuite, définir le matériau et assigner le préimprégné épaisseur. Sélectionnez créer Sub stratifiés en cliquant-droit sur Sub stratifiés et définir la séquence de gerbage Sub stratifie.
- Définir le système de coordonnées locales d’élément dans le dossier de menu Rosettes selon la direction principale du processus de plastification (axe principal ressort à lames).
- Orienter les coordonnées locales des éléments MEF dans le dossier de menu Sélection axé sur la valeur en définissant pour chaque élément définit (précédemment définie à l’étape 2.7.5) une origine arbitraire Point et les Rosettes définie à l’étape 2.7.8.
- Définir le layup basé sur les résultats obtenus dans le processus d’optimisation de l’étape 2.7. Cliquez sur les Groupes de modélisation , puis cliquez créer Ply. Définir la Sélection axée sur la valeur, le pli de matérielet le Nombre de couches. Répéter pour chaque groupe extensible de plis.
Remarque : Suivez l’ordre d’empilement même du processus de laminage. - Dans Workbench, faites glisser l’analyse statique structurelle (dans le menu de la boîte à outils ) l’espace de travail. Puis, eternisez \Setup ACP (GER) structural\Model statique et sélectionnez transfert massif de données composites. Double-cliquez sur Structural\Setup statique.
- Appliquez la symétrie et limiter les conditions aux limites. Faites un clic droit sur Statiques structurels et sélectionnez Insert\Displacement. Sélectionnez l' Edge ou la Surface de la géométrie et le déplacement la valeur 0 pour la direction de composant appropriée.
- Appliquer la Force suivant la même procédure de l’étape 2.7.12.
- Résoudre le modèle MEF comme élastiques linéaire en cliquant sur Solve.
- Évaluer le déplacement maximal
) de la lame de ressort en faisant un clic droit sur la Solution et en sélectionnant Insert\Deformation\Directional. S’il est faible, revenez à l’étape 2.7.10 et augmenter le nombre des plis extérieurs UD ; Si elle est plus élevée, réduisez-la. - Dans Workbench, faites glisser ACP (Post) (dans la boîte à outils) la ACP (GER) \Mode. Ensuite, faites glisser Static\Structural solution \Results ACP (Post). Double-cliquez sur \Results ACP (Post).
- Faites un clic droit sur le dossier de menu définition et sélectionnez comme critères de rupture Hashin 3D.
- Faites un clic droit sur le dossier de menu de Solutions , puis sélectionnez Créer échec.... Sélectionnez Hashin et cochez afficher sur les solides.
- Vérifier si les critères de rupture sont toujours en dessous d’un. Si ils ne le sont pas, revenir à l’étape 2.7.7 et augmenter le nombre de plis dans la zone identifiée comme critique, orientant au besoin.
- Écrire le livre de plis.
- Essai d’un modèle à l’échelle de la lame de ressort conçu.
- Conception, au moyen du modèle analytique d’étape 2.7, 1/5-à l’échelle 1/10 ressort à lames, tuning les couches extérieures et épaisseur de noyau d’avoir le même rapport entre flexion et cisaillement stress du composant réel et une courbure similaire pour la charge maximale.
- Les ressorts à lames à l’échelle en stratifié.
- Testez-le avec un dispositif d’essai flexion quatre points ordinaires.
- Analyser la charge maximale et le déplacement et le mode de défaillance.
- Optimiser la conception de la lame de ressort fondée sur les conclusions de l’essai expérimental.
- Fabriquer les ressorts à lames optimisée.
) sur le ressort tire parti des extrémités, considérant le bras de suspension.
de la lame de ressort se termine conformément à la géométrie de la suspension et l’espace autorisé autour du châssis du véhicule.
.
est la contrainte admissible, 
est le module d’élasticité, et 
est la masse volumique.
) et entre les supports et les extrémités des ressorts à lames (
).
devrait satisfaire l’équation suivante pour éviter le stress 
constante sur la surface externe de la lame de ressort, le long de toute sa longueur.
est la distance entre le point d’application de la charge maximale 
et 
est la largeur de coupe transversale. La formule donne à penser que le long de la 
doit être conique avec un profil parabolique. Toutefois, pour des raisons de pratique de processus, approximativement profil hauteur de la lame de ressort avec un linéaire.
est une petite valeur insérée pour des raisons de convergence. D’un point de vue conceptuel, le ressort est un "sandwich" avec un coeur conique dans le 
à la charge 
et 
sont la rigidité en flexion de la lame de ressort le long de 
et 
sont le module d’élasticité de l’âme et les couches supérieures, respectivement,
est l’épaisseur du noyau.
(maximum fatigue UD contrainte de flexion). Évaluer les 
au moyen de la théorie d’Euler-Bernoulli.
(contrainte de cisaillement maximale dans le noyau fatigue) 
(contrainte de cisaillement maximale dans le noyau fatigue). Évaluer les 
et 
au moyen de la théorie d’Euler-Bernoulli24.
, 
) de la lame de ressort en faisant un clic droit sur la Solution et en sélectionnant Insert\Deformation\Directional. S’il est faible, revenez à l’étape 2.7.10 et augmenter le nombre des plis extérieurs UD ; Si elle est plus élevée, réduisez-la.3. frontale Crash Test Simulation
Figure 3 : géométrie Cruiser. Cette figure montre la forme générale et les dimensions du véhicule. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
- Dessiner la géométrie du véhicule (Figure 3).
- Créez et nommez un nouveau projet de partie du CAO, logiciels de modélisation.
- Modèle parties solides en utilisant les ressources d’extrusion, révolution, balayageet Loft à assurer le plein contact entre différentes pièces (telles que les châssis, sièges et cage de sécurité). Si nécessaire, cliquez sur l’onglet Surface, Géométrie de référenceet plan pour dessiner un plan de référence.
- Répétez l’étape 3.1.2 jusqu'à ce que la géométrie est complète avec monocoque, portes, rouleau cage, sièges, batterie, roues, pneus, moyeux de roues, bras de suspension, ressorts à lames, directeur système et rigide barrière solide (2 x 2 m).
- Exploiter la symétrie bilatérale afin d’optimiser les calculs et utiliser un modèle de moitié-voiture. Sous l’onglet utilitaires , cliquez sur Vérifier la symétrie et sélectionnez la commande Split de symétrie automatique . Puis, sur la part de l’organisme qui sera conservé et confirmez en cliquant sur la Partie de Split.
- Convertir les corps solides en surfaces : sélectionnez les faces liées à l’épaisseur des organes et cliquez sur l’onglet de Surfaces et, ensuite, sur le Visage de supprimer.
- Cliquez sur Enregistrer sous , puis sélectionnez le format STP .
- Configurer et exécuter la simulation.
- Créez et nommez un Nouveau projet dans le logiciel de simulation par éléments finis ANSYS Workbench.
- Faites glisser de la boîte à outils - systèmes d’analyse pour le projet schématique une fenêtre Dynamique explicite . Double-cliquez sur dans les Données techniques et ajouter de nouveaux matériaux, en faisant glisser leurs propriétés nécessaires de l’arborescence de la boîte à outils et en insérant les valeurs obtenues dans la Section 1 du présent protocole, en nommant chaque matériau en conséquence.
- Faites un clic droit sur la géométrie à la géométrie de l’importation. Cliquez sur parcourir et sélectionnez le fichier STP généré à l’étape 3.1.6.
- Double-cliquez sur le modèle de Dynamique explicite pour ouvrir l’environnement de modèle .
- Une fois à l’intérieur de l’environnement du modèle , cliquez à droite sur la géométrie d’insérer la Masse ponctuelle pour des éléments 3-d ou en Calque de Section pour les éléments 2-D, à définir les masses concentrées ou l’empilage du composite, respectivement. Chaque composant à la géométrie, le matériel adéquat et l’épaisseur des surfaces doivent être attribués sous Détail-matériaux.
- Faites un clic droit sur le modèle d’insérer la symétrie - région de symétrie. Le plan de symétrie YZ définit une symétrie géométrique correcte en termes de résultats futurs donnant des conditions aux limites appropriées.
- Pour configurer correctement les connexions, supprimer toutes les connexions automatiques et laisser seulement Corps Interactions, défini comme sans frottement.
- Sous les détails de la maille Méthode explicite (Figure 4), laisser tomber les nœuds midside éléments et mettre en place la fonction de redimensionnement sur la courbure avec support centre pertinent. Configurer la taille maximale de l’élément pour 30 mm avec un minimum de 6 mm.
- Définir le Nombre de processeurs de traitement sous l’onglet avancé de la section de maille en parallèle.
- Définir la vitesse comme une condition initiale sous l’arbre de Conditions initiales de l’onglet Dynamique explicite .
- Définir les conditions aux limites contrainte par un clic droit sur l’onglet Dynamique explicite , sélectionnez inséreret cueillette Support fixe pour définir la barrière rigide et Cylindrée fixe pour éviter que la roue se déplace sur l’axe z.
- Sous Paramètres d’analyse, de mettre en place des contrôles en fonction de l’Heure de fin (à 0,3 s) et Nombre maximal de Cycles (2,5 x 105), les intrants nécessaires pour obtenir la vitesse et l’énergie cinétique (égal à zéro).
- Au titre de la Solution, faites un clic-droit Sur la Solution d’insérer cinétique – Total - intérieur de l’énergie pour suivre ces résultats. De l’autre côté, sous Information Solution, Solution de sortie peuvent être suivis sur le plan Énergétique résumé, Incrément de tempset Économies d’énergie.
- Cliquez sur résoudre et analyser les résultats en termes de déformation totale, Stress, souche, Total, interne et l’énergie cinétique et accélération.
Figure 4 : maillage des éléments finis appliquée au modèle de moitié-véhicule. Cette figure illustre la discrétisation du modèle, fait de la moitié du véhicule en raison de la symétrie. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
Representative Results
Lay-up du châssis : Le résultat final du protocole est la séquence de stratification, aussi appelée le livre de plis. Cependant, alors que les distributions de charge et les schémas de la flexion force moment et cisaillement peuvent être déterminées par des considérations de simple mécanique des solides, un point clé du protocole est l’évaluation des propriétés matérielles réelles. En effet, même si beaucoup des quantités requises par le concepteur structurel se trouvent dans la feuille de données matérielles, la phase de fabrication et de l’interaction avec d’autres matériaux peuvent changer la réponse mécanique des matières premières. Dans cette section, le montage expérimental pour la flexion trois points et les tests se sont montré (voir Figure 5). De ces tests, il est possible d’évaluer la résistance à la flexion des laminas "sandwich" et de trouver une limite inférieure pour la résistance au cisaillement de l’âme de Nomex ; stress-courbes représentatives sont illustrés Figure 6 pour deux orientations différentes d’un tissé laminés. En outre, la s’est essentiel pour déterminer la résistance à la délamination dans les bords du châssis, où le "sandwich" devient un stratifié.
Figure 5 : essais mécaniques. Ces panneaux montrent des essais mécaniques de (A) la flexion trois points et (B) la se. Forme de l’échantillon et les conditions de chargement sont indiquées. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
Figure 6 : résultat typique des essais de flexion trois-points. Ces panneaux montrent des résultats typiques d’un essai de flexion trois points pour (A) [0/90]n plis et les plis (B) [± 45]n . Calculée à partir de la charge de stress sont mesurés par la cellule de pesage et le déplacement est mesuré par le capteur intégré dans la machine d’essai. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
Dans la Figure 7, les séquences de laminage, définis par un secteur sur le moule du châssis, sont affichées. Les spécifications détaillées des séquences stratification sont répertoriée dans le tableau 1. Le tableau est divisé en trois phases de l’autoclave, processus de polymérisation qui sont font dans l’ordre, à partir de la lamina ultrapériphérique, puis le noyau de Nomex et les adhésifs et enfin la lame intérieure.
Figure 7 : résultat du processus de conception. Chaque zone est caractérisée par un lay-up différent. Les nombres et les couleurs définissent les différentes régions dans lesquelles la structure du châssis est divisée, voir Table 1. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
| Phase 1 | ||||
| p = 6 bar ; t = 2 h ; T = 135 ° C | ||||
| Suiv. | Secteur | Angle | n ° | Matériel |
| P 1.1 | Global | + 45 ° | 1 | T800 satin |
| P 1.2 (reinf) | 1 | 0° | 1 | M46J UNI |
| 2 | 90° | 1 | M46J UNI | |
| 3 | + 45 ° | 1 | M46J UNI | |
| 1 b | 0° | 1 | M46J UNI | |
| P 1.3 (reinf) | D | 0° | 2 | M46J UNI |
| C | -45 ° | 1 | M46J UNI | |
| C | + 45 ° | 1 | M46J UNI | |
| A, B, C, D | -45 ° | 1 | M46J UNI | |
| A, B, C, D | + 45 ° | 1 | M46J UNI | |
| P 1.4 (reinf) | B | 0° | 2 | M46J UNI |
| A, D, C | 90° | 1 | M46J UNI | |
| A, D | 90° | 2 | M46J UNI | |
| P 1.5 (reinf) | D | 0° | 1 | T800 satin |
| D | 90° | 3 | M46J UNI | |
| D | 0° | 1 | T800 satin | |
| D | 0° | 3 | M46J UNI | |
| P 1.6 | Global | 0° | 1 | T800 satin |
| Phase 2 | ||||
| p = 1,5 bar ; t = 2 h ; T = 1110 ° C | ||||
| P 2.1 | Global | / | 1 | Film adhésif |
| P 2.2 | 1, 2, 3 | / | 1 | Nomex mm 14. 32Kg/m ^ 2 |
| P 2.3 | 1 b, D, 0 | / | 1 | Nomex mm 9. 32Kg/m ^ 2 |
| P 2.4 | Global | / | 1 | Film adhésif |
| Phase 3 | ||||
| p = 6 bar ; t = 2 h ; T = 135 ° C | ||||
| P 3.1 | Global | 0° | 1 | T800 satin |
| P 3.2 (reinf) | D | 0° | 3 | M46J UNI |
| D | 0° | 1 | T800 satin | |
| D | 90° | 3 | M46J UNI | |
| D | 0° | 1 | T800 satin | |
| P 3.3 (reinf) | A, D | 90° | 2 | M46J UNI |
| A, D, C | 90° | 1 | M46J UNI | |
| B | 0° | 2 | M46J UNI | |
| P 3.4 (reinf) | A, B, C, D | + 45 ° | 1 | M46J UNI |
| A, B, C, D | -45 ° | 1 | M46J UNI | |
| C | + 45 ° | 1 | M46J UNI | |
| C | -45 ° | 1 | M46J UNI | |
| D | 0° | 2 | M46J UNI | |
| P 3.5 | 1 b | 0° | M46J UNI | |
| 3 | -45 ° | 1 | M46J UNI | |
| 2 | 90° | 1 | M46J UNI | |
| 1 | 0° | 1 | M46J UNI | |
| P 3.6 | Global | + 45 ° | 1 | T800 satin |
Tableau 1 : séquence de stratification du châssis. Ce tableau indique la spécification de la lay-up pour les différents domaines du châssis, défini à la Figure 7. Il est divisé en trois phases différentes stratification qui s’effectuent dans l’ordre.
Une fois que la structure du châssis est déterminée, une cage de sécurité titane est ajoutée selon les règles de20 de la courseet tests numériques spécifiques sont exécutés pour vérifier la résistance du véhicule dans son ensemble et, surtout, l’absence de l’intrusion de non structurales pièces pour les occupants. Dans la Figure 8, les indications de l’équivalent-impact des charges statiques sont indiquées, et dans la Figure 9 le déplacement correspondant cartes peuvent être évaluées. Dans cette phase, seulement une géométrie schématique est utilisée pour le calcul, alors que la géométrie complète est utilisée pour la vérification finale de l’essai de collision.
Figure 8 : directions de charge statique équivalente Crash. Conformément à la réglementation, la structure du véhicule est chargée par une force statique égale à g 6 fois la masse totale dans les sens indiqués dans l’image. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
Figure 9 : carte des déplacements calculés. Cette figure montre un exemple des déplacements calculés dans les cas définis à la Figure 8. Le déplacement doit être inférieur à 25 mm dans toutes les régions à proximité des occupants. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
Ressort à lames : Les résultats du protocole sont l’optimisation d’un ressort à lames transversal composite avec capacité anti-roll. Sa conception doit répondre aux différents besoins spécifiques : un stress situés sous le matériel admissibles pour la charge maximale, une rigidité spécifique et un poids minimum. Afin de répondre à toutes ces exigences, un modèle d’optimisation analytique est présenté. Grâce au modèle, il est possible d’obtenir rapidement la géométrie optimale et conceptuel lay-up. La précision du modèle a été vérifiée par la méthode des éléments finis et un test expérimental sur un ressort à lames 1/5-mise à l’échelle. Les ressorts à lames à l’échelle est double-soutenu au centre (qui s’étend de 100 mm) et doté de 1 000 N pour chaque côté aux extrémités correspondant aux trous (qui couvrent 190 mm). La géométrie optimisée et les plis-livre d’or de la lame de ressort sont indiquées dans Figure 10 et tableau 2, respectivement.
Figure 10 : exemple optimisée de la géométrie de ressort à lames. Cette figure illustre la géométrie de la lame de ressort à l’échelle qui est testé pour fracturer pour valider le modèle numérique. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
| Autoclave de polymérisation | |||||
| p = 6 bar ; t = 2 h ; T = 135 ° C | |||||
| Suiv. | Secteur | Angle | n ° | Épaisseur | Matériel |
| mm | |||||
| Se termine 10 | Se termine 10 | 0° | 1 | 0,23 | T300 TW 200g/m ^ 2 |
| Toutes les 200 | Toutes les 200 | 0° | # | 1 | UD T1000 100gm/m ^ 2 |
| 125 central | 125 central | 0° | 1 | 0,23 | T300 TW 200g/m ^ 2 |
| 175 centrale | 175 centrale | 0° | 1 | 0,23 | T300 TW 200g/m ^ 2 |
| Toutes les 200 | Toutes les 200 | 0° | 1 | 0,23 | T300 TW 200g/m ^ 2 |
| 175 centrale | 175 centrale | 0° | 1 | 0,23 | T300 TW 200g/m ^ 2 |
| 125 central | 125 central | 0° | 1 | 0,23 | T300 TW 200g/m ^ 2 |
| Toutes les 200 | Toutes les 200 | 0° | # | 1 | UD T1000 100gm/m ^ 2 |
| Se termine 10 | Se termine 10 | 0° | 1 | 0,23 | T300 TW 200g/m ^ 2 |
Tableau 2 : séquence de stratification de la lame de ressort. Ce tableau indique la spécification de la lay-up pour les différentes zones de la lame de ressort.
Selon le modèle analytique, le ressort doit ont un déplacement maximum de 12,2 mm et développer un maximum de flexion MPA 970, constante entre les deux supports centraux.
Analyse par éléments finis tel que décrit dans l’étape 2.7 du protocole a été réalisée et les résultats sont présentés à la Figure 11. La contrainte dans la direction principale 
sur la surface externe de la lame de ressort le long de son axe principal sont tracées dans le graphique. C’est presque constant entre la travée et égal à 922 MPa et, donc, diminue linéairement vers le point d’application de charge. Malgré qu’en deçà de la tension de compression maximale du matériau (1 450 MPa), le critère de rupture Hashin 3D illustrée à la Figure 10 montre une zone avec un indice de rupture supérieure à 1, qui est causée par la défaillance de fibre (surligné en rouge) et est associés à un changement brusque de la géométrie pour l’UD externe-plies, causées par pli interruption du noyau. Pendant tout ce temps, le déplacement calculé par MEF au point d’application de la charge est de 12,8 mm.
Figure 11 : simulation numérique de pliage sur le modèle d’éléments finis de ressort lame. Cette figure illustre les résultats de la simulation du FEM sur les ressorts à lames à l’échelle en termes d’indice de défaillance Hashin et les contraintes principales maximales. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
Afin de vérifier la fiabilité des modèles analytiques et numériques, comme l’a suggéré la procédure, les ressorts à lames à l’échelle doit être testée expérimentalement. Les résultats, présentés dans le graphique de la Figure 12montre une charge maximale avant rupture de 1 980 N (990 N pour chaque côté), d’une cylindrée maximale de 15,1 mm. Par conséquent, en termes de déplacement maximal, le modèle analytique et numérique sous-estimer de -19 % et -15 %, respectivement. Fait intéressant, l’emplacement échec mode et dommages observé sur l’échantillon testé (Figure 11) d’accord avec les résultats de la modélisation numérique.
Figure 12 : quatre points expérimentaux essai de flexion sur un modèle à l’échelle de la lame de ressort. Cette figure montre la courbe de réglage et de déplacement de charge de test pour les ressorts à lames à l’échelle. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
Crash Test : Analyse par éléments finis peut produire des résultats réalistes pour aider les ingénieurs à comprendre le comportement du véhicule en fonction de scénarios différents crash. Au lieu d’exécuter les conditions de vie réelle, c’est plus de temps-efficace et rentable pour simuler des accidents de voiture à l’aide de logiciels commerciaux tels que ANSYS. Les résultats sont un exemple de comment ces simulations peuvent contribuer à la communauté des ingénieurs automobile.
Le modèle éléments finis discrétisée de la voiture a présenté un certain nombre d’éléments et de nœuds de 79950 et 79822, respectivement. Comme condition initiale, il a adopté une vitesse d’impact de 60 km/h, où l’énergie cinétique du véhicule a diminué à environ 0,3 s (Figure 13), se transforme en contact et l’intérieur de l’énergie au sein de la structure de la voiture.
Figure 13 : cartes de Crash test énergétique. Ces panneaux montrent l’essai de collision graphiques d’énergie de l’énergie cinétique (A) et (B) intérieur de l’énergie. Les cartes dépeignent des flux d’énergie typique lors d’une collision. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
De l’exemple de mappage de stress à la Figure 14 a, l’état de l’intégrité du véhicule peut être évaluée. C’est d’une importance primordiale pour déterminer le préjudice possible à la sécurité des passagers, car il serait dans le cas d’une cage de retournement potentiellement desserrées, détachement de sièges ou même un déplacement de la barre de direction vers le conducteur. Les déplacements plus importants dans le cas illustré à la Figure 14 b sont comprises entre la plage de 95 mm et se produisent aussi bien sur le devant de la voiture, à cause du choc et dans les arceaux de cage qui est attachés aux sièges.
Figure 14 : contours typiques de contrainte équivalente maximale et déplacement maximal pendant un test de collision frontale. Ces panneaux montrent (A), l’équivalent de stress et (B) le déplacement. S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.
Discussion
Du tableau 1, il est possible de remarquer que les seule laminas ne sont pas symétriques, tandis que le sandwich entier est. Cela est dû à la nécessité d’avoir les deux le moins nombre de plis, le minimum technologique et les propriétés mécaniques désirées.
D’un côté, la section marquée comme 1/1 b, 2, 3 dans la Figure 7 est responsable des propriétés mécaniques dans l’ensemble, étant l’orientation du pli unidirectionnel renforcement de haute résistance, la différence principale entre eux. De l’autre côté, les sections marquées A, B, C et D sont modifiées pour prendre en compte les charges concentrées, des systèmes de suspension et des sièges des passagers, en raison de la présence des ressorts à lames.
Le modèle éléments finis utilisé pour l’analyse du châssis composite est basé sur une topologie à coquille. Éléments de coque sont une option appropriée pour la reproduction des structures composites, car ils ont tendance à capter la rigidité en flexion du corps à parois minces avec des maillages considérablement plus simples que des éléments solides. En revanche, recourir à la coquille de continuum ou éléments solides sont à considérer lors de modélisation de structures sandwich épais ou régions avec des pentes raides stress ; vous trouverez une analyse comparative sur les éléments de coque coque et continuum24,25.
L’objectif principal de l’analyse statique vérifie que la rigidité et la solidité de la structure répondent aux exigences. Exigences de rigidité sont appliquées directement en faisant en sorte que la déformation du véhicule dans chaque cas de charge dans les limites du règlement d’exécution (c.-à-d., aucune partie du véhicule pénètre en salle les occupants). Évaluation de la résistance de la structure repose sur l’évaluation de dommages de Hashin26 des plis composites ; c'est-à-dire les paramètres de Hashin doivent être strictement inférieur à 1. Comme différents modes néfastes contribuent à l’échec global du composite stratifié, l’utilisation de critères de dommages cumulatifs (p. ex., de Hashin) est recommandée ; contrainte maximale critères pourraient être adaptés aux pièces métalliques.
La littérature a proposé diverses solutions pour l’optimisation de la conception de ressorts composites légers, mais la plupart d'entre eux connecter seulement une seule roue27,28 (aucune capacité anti-roulis) ou conviennent uniquement pour moule d’injection technologie (double coniques)29. La conception de la lame de ressort ici présenté est contrainte a priori par le préimprégné laminage des processus, qui ne permet pas une solution de conception conique double mais garantit fiabilité et haute résistance matérielle.
L’aspect novateur de la lame de ressort est l’intégration fonctionnelle des deux composantes dans l’un (le ressort et la barre anti-roulis) et le principal avantage est la réduction de la masse. En outre, grâce au modèle analytique proposé, il est possible de réduire la masse et obtenir la géométrie optimale rapide pour la charge maximale réglée et le déplacement.
Les contraintes locales et celles, qui ne peut être apprécié par le modèle analytique, hors-plan sont évalués par la méthode des éléments finis, et les ressort à lames composite couches sont modélisés avec des éléments de la brique. Cette solution est mathématiquement plus lourde qu’à l’aide de coquilles mais permet, en combinaison avec Hashin, critères d’échec 3D pour prédire la délamination causées par des charges hors du plan, qui est un aspect crucial de la conception de ressort à lames. Enfin, les modèles analytiques et numériques pour la conception de la lame de ressort ont été validés par un test expérimental sur un ressort à lames à l’échelle.
Au sujet de l’essai de collision, le déplacement relativement élevé de la cage de sécurité, même si elle ne représente pas un sujet de préoccupation, est principalement attribuable à la disposition de sa barre frontale. Sa forme noncurved et la manière aiguë dans lequel il est placé, avec pas de courbes et sur un angle aigu avec la direction de l’impact, est responsable de transférer la plupart de l’énergie qui devrait être absorbé par le châssis de la cage de sécurité, qui a un objectif structurel distincte . Pour cette raison, la cage de sécurité est poussée vers l’arrière du véhicule, causant un stress élevé sur ses régions d’attachement aux sièges. Il est important de noter que, en dépit de toute sécurité caractéristiques qui pourraient potentiellement être améliorées, la déformation minime de la monocoque et le fait qu’aucun composant ne pénétré perforée d’autres il ressort que la conception du véhicule est considéré comme sûr au sujet de sa résistance à l’écrasement.
Par conséquent, la conception du véhicule dans son ensemble est considérée ont été optimisés en termes d’utilisation de matériel, où le calcul approfondie a montré dans le protocole est essentiel pour la conception d’une monocoque et les ressorts à lames qui ont été adaptées pour être lumière et de présenter une meilleure performance mécanique. En outre, grâce à un crash numérique test simulation, la structure du véhicule a démontré qu’il était capable de résister avec succès à la dynamique induite par une incidence frontale, compte tenu de la vitesse moyenne de la voiture sur son rendement énergétique optimal.
Disclosures
Les auteurs n’ont rien à divulguer.
Acknowledgments
Les auteurs veulent remercier tous les membres de l’Association de Sport de Solare Onda (www.ondasolare.com) pour leur aide précieuse et Marko Lukovic qui fut le concepteur esthétique du croiseur. Cette activité de recherche a été réalisée avec le soutien financier de l’Union européenne et de la région Émilie-Romagne, à l’intérieur de la POR-FESR 2014-2020, l’axe 1, le recherche et l’innovation.
Materials
| Name | Company | Catalog Number | Comments |
| CFRP Twill T300 200g/m^2 | Impregantex | GG 204T2 IMP 503Z 46% | |
| CFRP UD STS 150g/m^2 | DeltaPreg | STS-150 - DT150 - 36% | |
| CFRP UD M46J 150g/m^2 | Cytec | MTM49-3 M46J (12K) 36% | |
| CFRP UDT1000 150 | Cytec | X01 - 36% T1000 (12K) | |
| Honeycomb | DuPont | Nomex 9-14 mm | |
| Universal Testing Machine (UTM) | Instron | Instron 8033 250 kN | |
| FEM | Ansys | Ansys 18 | |
| Numerical computing Enviroment | Matworks | Matlab R2018a |
References
- Popular Mechanics Magazine. 104 (3), Hearst Magazines. (1955).
- Thacher, E. F. A Solar Car Primer, A Guide to the Design and Construction of Solar-Powered Racing Vehicles. , Springer. (2015).
- Minak, G., Fragassa, C., de Camargo, F. V. A brief review on determinant aspects in energy efficient solar car design and manufacturing. Smart Innovation, Systems and Technologies. 68, 847-856 (2017).
- Tamura, S. Teijin advanced carbon fiber technology used to build solar car for world solar challenge. Reinforced Plastics. 60, 160-163 (2016).
- Kin, W. D., Kruger, S., van Rensburg, N. J., Pretorius, L. Numerical assessment of aerodynamic properties of a solar vehicle. ASME 2013 International Mechanical Engineering Congress and Exposition. , San Diego. (2013).
- Betancur, E., Mejía-Gutiérrez, R., Osorio-Gómez, G., Arbelaez, A. Design of structural parts for a racing solar car. Advances on Mechanics, Design Engineering and Manufacturing. Proceedings of the International Joint Conference on Mechanics, Design Engineering & Advanced Manufacturing (JCM 2016, 14-16 September, 2016, Catania, Italy). Eynard, B., Nigrelli, V., Oliveri, S. M., Peris-Fajarnes, G., Rizzuti, S. , Springer. 25-32 (2017).
- Joost, W. Reducing vehicle weight and improving U.S. energy efficiency using integrated computational materials engineering. Journal of the Minerals, metals, and Materials Society. 64, 1032-1038 (2012).
- Paterson, G., Vijayaratnam, P., Perera, C., Doig, G. Design and development of the Sunswift eVe solar vehicle: a record-breaking electric car. Journal of Automobile Engineering. 230, 1972-1986 (2016).
- Betancur, E., Fragassa, C., Coy, J., Hincapie, S., Osorio-Gómez, G. Aerodynamic effects of manufacturing tolerances on a solar car. Smart Innovation, Systems and Technologies. 68, 868-876 (2017).
- de Kock, J. P., van Rensburg, N. J., Kruger, S., Laubscher, R. F. Aerodynamic optimization in a lightweight solar vehicle design. ASME 2014 International Mechanical Engineering Congress and Exposition. , Montreal. 1-8 (2014).
- Sancraktar, E., Gratton, M. Design, analysis, and optimization of composite leaf springs for light vehicle applications. Composite Structure. 44, 195-204 (1999).
- de Camargo, F. V., Fragassa, C., Pavlovic, A., Martignani, M. Analysis of the suspension design evolution in solar cars. FME Transactions. 45 (3), 394-404 (2017).
- Hurter, W. S., van Rensburg, N. J., Madyira, D. M., Oosthuizen, G. A. Static analysis of advanced composites for the optimal design of an experimental lightweight solar vehicle suspension system. ASME 2014 International Mechanical Engineering Congress and Exposition. , Montreal. (2014).
- de Camargo, F. V., Giacometti, M., Pavlovic, A. Increasing the energy efficiency in solar vehicles by using composite materials in the front suspension. Smart Innovation, Systems and Technologies. 68, 801-811 (2017).
- Mathijsen, D.
- Liu, Q., Lin, Y., Zong, Z., Sun, G., Li, Q. Lightweight design of carbon twill weave fabric composite body structure for electric vehicle. Composite Structures. 97, 231-238 (2013).
- Gay, D. Composite Materials: Design and Applications. , CRC Press. Boca Raton, FL. (2014).
- Poodts, E., Panciroli, R., Minak, G. Design rules for composite sandwich wakeboards. Composites Part B: Engineering. 44 (1), 628-638 (2013).
- ASTM D7264. Standard Test Method for Flexural Properties of Polymer Matrix Composite Materials. , ASTM International. West Conshohocken, PA. (2015).
- ASTM D2344. Standard Test Method for Short-Beam Strength of Polymer Matrix Composite Materials and Their Laminates. , ASTM International. West Conshohocken, PA. (2015).
- Rondina, F., et al. Development of full carbon wheels for sport cars with high-volume technology. Composite Structures. 192, 368-378 (2018).
- American Solar Challenge 2018 Regulations. Revision B, September 4, 2017. , Available from: http://americansolarchallenge.org/ASC/wp-content/uploads/2017/09/ASC2018-Regs-External-Revision-B.pdf (2017).
- Sodena, P. D., Kaddourb, A. S., Hinton, M. J. Recommendations for designers and researchers resulting from the world-wide failure exercise. Composites Science and Technology. 64, 589-604 (2004).
- Zenkert, D. An Introduction to Sandwich Construction. Engineering Materials Advisory Services Ltd. , (1995).
- Barbero, E. J. Finite Element Analysis of Composite Materials Using AbaqusTM. , CRC Press. Boca Raton, FL. (2013).
- Hashin, Z. Failure Criteria for Unidirectional Fiber Composites. Journal of Applied Mechanics. 47 (2), 329-334 (1980).
- Yu, W. J., Kim, H. C. Double Tapered FRP Beam for Automotive Suspension Leaf Spring. Composite Structures. 9, 279-300 (1988).
- Shokrieh, M. M., Rezaei, D. Analysis and optimization of composite leaf spring. Composite Structures. 60, 317-325 (2003).
- Wood, K. Composite leaf springs: Saving weight in production. , Available from: https://www.compositesworld.com/articles/composite-leaf-springs-saving-weight-in-production-suspension-systems (2014).
