成形品の軸受強度の比較

Jun 19, 2023

Scientific Reports volume 12、記事番号: 14756 (2022) この記事を引用

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メトリクスの詳細

この研究は、射出成形技術で製造されたガラス繊維強化 (GFR) ポリプロピレン (PP) 複合材料のボルト接合部の耐力強度 (BS) に対する重量分率 (wt%) と繊維原料長 (FFSL) の影響を調査するものです。。調査は、成形または機械加工によって発生した穴について行われました。機械加工された穴については、BS に対する穴あけパラメータ (送りと速度) の影響が議論されました。 FFSL が増加するにつれて BS が減少することが観察されます。成形試験片と穴あけ試験片の両方の BS は、ガラス繊維の重量%を増やすことによって強化されました。ただし、すべての試験片において、穴あけ試験片よりも成形試験片の方がわずかに良好な BS が観察されました。 BS に対する穴あけ条件の影響は、長繊維強化 PP の穴あけ穴では重要ではないことが判明し、最も重要な要因は重量%でした。ただし、短繊維強化 PP の場合、スピンドル速度が最も重要な要素であり、次にフィードが続きますが、wt% の影響は最も低くなります。試験片の破損形態モードは、成形試験片の場合、純粋な PP 試験片は純粋なベアリングモードで破損したが、GFR/PP 試験片は混合モード破損 (ベアリングとネット張力) で破損したことを示しています。機械加工された試験片の場合、ネット張力下で破損した最も高い wt% の試験片を除き、すべての試験片が混合モード破損で破損しました。

最近、熱可塑性プラスチック材料は独自の特性を備えているため、その使用が着実に増加しています。強度重量比、耐環境性、迅速な加工、優れた高温性能、およびリサイクル可能性は、熱可塑性プラスチックの利点の一部であり、他の材料よりも熱可塑性プラスチックの使用に有利です1、2、3。繊維の添加は、用途における信頼性を高めるためにポリマーベースの複合材料を強化するために広く使用されています。繊維強化ポリマー (FRP) を構造要素として使用するには、これらの材料が、重要なコンポーネントの製造と組み立てにおいてより有用であるために、剛性、強度、耐久性、衝撃、耐圧潰性などのいくつかの要件を満たす必要があります2。繊維強化熱可塑性プラスチックの軽量化効果は、非耐荷重4および半耐荷重部品で実証されているため、さまざまな自動車部品が繊維強化熱可塑性樹脂を使用して製造されています。これらの部品には、バッテリーボックス 5、6、7、クラッシュボックス 8、軽量ホイール 9、フロントエンドモジュール 10、自動車シート 11、12、リーフスプリング 13、およびフード 14 が含まれます。特に、GFR/PP は、土木分野における住宅、障壁、梁、橋床版などのプレハブ構造物の建築に応用できる可能性が高いと考えられます15。 Vaidya と Chawla16 は、GFR/PP 製の耐久性のあるバスシートを設計および製造し、一般的に使用されているシート設計と比較して、重量と総生産コストをそれぞれ 43% と 18% 削減しました。

ジョイントはこれらの重要なコンポーネントの 1 つであり、構造用途、航空機、航空宇宙、自動車の建設、スポーツ用品、風力エネルギー構造、医療機器などの高性能のその他のエンジニアリング用途において、ボルトが FRP を接続する主要な手段を提供します17。 18、19、20、21、22、23。 GFR/PP の接合強度は板バネの設計に適していることが判明したため、これらのタイプの材料は接合用途に利用できます 24,25,26。また、Anandakumar ら 27 は、サスペンションシステムの耐荷重コンポーネントとして、スチールと比較して GFR/PP コントロールアームから優れた性能を獲得しました。接合部は複合構造の最も弱い点であり、降伏を通じて局所的な高応力を再分配する複合材料の機能を表すため、接合部の設計は FRP 構造に特に関心を持っています20。 BS は、ジョイントの設計において考慮する必要がある重要な特性です。

FRP を接合するために必要な穴は、通常、補強構造を弱める穴あけプロセスによって製造されます。 Nejhad 氏と Chou28 氏は、ドリル穴により炭素繊維/エポキシ複合材の性能が大幅に低下するのは、繊維が厚さ方向に切断されるためであり、成形された穴を使用することで回避できると説明しました。 Nejhad と Chou29 は、あらゆる実用的な目的において、ドリルで開けられた穴よりも成型された穴の方が望ましいと考えました。したがって、多くの代替の穴成形技術が開発されました。 Hufenbach et al.30 は、穴の非破壊製造を可能にするファイバーシフトに基づく技術を使用しました。 Brookstein と Tsiang31 は、一体的に形成された編組穴により、グラファイトファイバー/エポキシ複合材料の機械加工された穴と比較して、ジョイント BS が 180% 増加することを発見しました。 Chang et al.32 は、ケブラー/エポキシ、グラファイト/エポキシ、およびケブラー/グラファイト/エポキシハイブリッド複合材料のピン負荷による機械的接合の研究で、成形穴のある試験片はドリル穴と比較して 0.12 ～ 61.23% の強度向上が得られることを示しました。標本。

Lin らの実験結果 33 では、穴が成形されたガラスロービング複合材 (0,90) の方が、ドリル穴のあるものと比較して、より大きな破壊強度、より小さな初期剛性、より大きな破壊ひずみが存在することが示されました。ただし、(45, − 45) の場合、破壊ひずみを除いて破壊強度と初期剛性の向上はありません。 Zitoune et al.34 は、炭素繊維織物/エポキシ複合材料で成形された穴は、ドリルで開けられた穴よりも 30% 高い強度と 100% 低い歪みを示すことを観察しました。 Brown ら 35 は、炭素繊維/PEEK 熱可塑性複合材料の高度な製造では、ドリル穴と比較して、熱補助穿孔技術によって穴を形成した場合に、より優れた開穴引張特性と圧縮特性が得られることを示しました。 Fujita et al.36 は、編組ガラス繊維強化エポキシ複合材料 (GFRE) の場合、編組穴の接合強度が機械加工穴の接合強度よりも大きいことを発見しました。また、Herszberg et al.37 は、一体的に形成された穴を備えた横編みおよび織られたガラス繊維/エポキシ複合材料は、ドリル穴を備えたものよりも約 20% 大きい BS を有することを発見しました。 Durante と Langella38 は、繊維をドリルで切断して穴をあけた試験片の BS と比較して、穴の周囲で繊維をずらして成形した穴を設けた GFRE 複合材料試験片の BS が高いことを発見しました。 Dickson と Dowling39 は、ドリル穴を備えた 3D プリントされたカーボンファイバー/ナイロン複合材の BS は、二重せん断試験を受けた場合、「Tailor Woven」統合穴の BS より 63% 低いことを発見しました。 Clark40 は、ドリルで開けられた穴と比較して、印刷された穴 (穴の周囲の繊維配向が考慮される) の切断された炭素繊維/ナイロン複合材の破壊時の軸受応力と軸受ひずみの平均増加は 31% と 86.8% であると結論付けました。、それぞれ。

反対に、Ataş et al.41 は、製造プロセス中に繊維の位置ずれが増加するため、成形された穴のある三軸編組カーボンファイバー/エポキシ試験片の BS は、ドリル穴のある試験片よりも減少すると結論付けています。 Wang の 42 による、三軸編組ガラスロービング/エポキシ試験片によって形成された穴と機械加工された穴との比較では、編組穴が機械加工された穴と比較して同等か、さらに低い支持力を示すことが示されました。

加工穴の場合、ドリル穴付き FRP の BS は主に加工条件に影響されます。 Khashaba ら 19、20、21 は、送り速度と切削速度が増加するにつれて、GFRE の試験片の剛性と BS が減少することを発見しました。 Khashaba と El-Keran43 は、速度 32.7 m/min で穿孔した場合と比較して、速度 16.3 m/min で穿孔した GFRE 織物複合材の BS が低いことを観察しましたが、速度 16.3 m/min では送り値が BS に与える影響はわずかでしたが、 32.7 m/min で明らかな効果がありました (増加し、その後減少しました)。 Krishnaraj et al.44 は、3000 rpm の回転速度および 0.02 mm/rev の送り速度での穴あけ加工が、他の主軸速度および送りと比較して最高の BS をもたらすことを示しました。 Tagliaferri et al.45 は、与えられた穴あけ速度と送り速度の比について、GFRE 試験片に対して低い穴あけ速度を採用することにより、BS に関してより良い結果が得られる可能性があると結論付けています。 Srinivasa Rao et al.46 は、織り込まれた GFRE 複合積層板の穴あけには、小さな送り速度が好ましいことを発見しました。 Wang et al.47 は、GFRE ラミネートを穴あけするときの回転速度と送りの両方が BS に与える影響はわずかであることを示しました。

熱可塑性マトリックス複合材の穴あけに関する研究では、Ilio et al.48 が、さまざまな加工パラメータに関してグラファイト繊維で強化された熱可塑性マトリックス複合材で作られた一方向複合材の穴あけによって引き起こされる損傷について議論したいくつかの側面をカバーしています。 Hocheng と Puw49,50 は、炭素繊維強化アクリロニトリルブタジエンスチレン (ABS) 複合材料が、エポキシベースの複合材料と比較して、穴あけ加工における良好な機械加工性を備えていることを実証しました。 Mudhukrishnan et al.51 は、ガラス織物強化ポリプロピレン積層板の層間剥離とスラスト力に対するドリル材質、スピンドル速度、送り速度の影響について議論しました。

追加の加工を必要とせずに既成の穴を備えた部品を製造することが、射出成形を他の製造技術と区別します。射出成形では、接合強度などの強度を強化するために、短繊維で強化された熱可塑性構造を柔軟に提供できます。ただし、ショットファイバー含有量の増加による接合強度の向上には限界があります52。射出成形部品を連続繊維で強化することは不可能であるにもかかわらず、埋め込まれた局所的な連続繊維を使用して穴を強化することは可能です52。さらに、射出成形により金属インサートによる接合性能の向上が可能であり53,54、プラスチックと金属との直接接着が確保できる55。

これまでの文献から、我々の知識によれば、射出成形されたチョップドガラス繊維強化熱可塑性複合材料のBSに対する重量分率の影響の研究に関する研究は限られていることが明らかでした。また、この種の材料の成形穴とドリル穴の BS を比較するという珍しい研究も行われました。さらに、このような種類の材料の BS に対する加工条件の影響を示す体系的な研究は行われていません。したがって、本研究は、射出成形されたチョップドガラス繊維強化熱可塑性 (PP) 複合材料の BS に対するガラス繊維の重量分率の変化の影響を研究することを目的としています。これらのタイプの複合材料の成形穴とドリル穴の BS を比較する調査が行われました。さらに、加工穴のある試験片の BS に対する穴あけパラメータ (送り速度、主軸速度) の影響を研究しました。

この作業で使用したマトリックス材料は、エジプトの SABIC® から供給された射出成形用のポリプロピレン (PP) コポリマー (413MNK45) でした。本研究で使用したガラス繊維 (GF) は、フィラメントチョップ長 12 mm および 24 mm の E ガラスチョップドストランドであり、JUSHI Co. から供給されました。GF および PP の機械的および物理的特性をそれぞれ表 1 および表 2 に示します。

軸受試験用の試験片は、HAITIAN PL1200 射出成形機を使用し、最大型締力 1200 KN のプラスチック射出成形を使用して製造されました。金型は、軸受試験片に関する ASTM D5961 規格に従って、目的の試験片を製造するための適合性を確認するために、数回設計、製造、検査されました。この金型では、亀裂の原因となるウェルドラインの形成の可能性を回避するために、各試験片に対してプラスチックの流れの同じ方向が考慮されています。

金型には直径 6 mm のインサートが 2 つ付いています。短いインサートと長いインサート。短いインサートは成形穴のない試験片に使用されます (穴は後で機械加工プロセスを使用して開けられます) (図 1a)。一方、長いインサートは成形穴のある試験片に使用されます (穴は結果として生成されます)。射出成形プロセスの）図1bに示すように。

型。 (a) 短いインサートを備えた金型、(b) 成形穴のある試験片の場合は長いインサートを備えた金型。

試験片を製造するために、射出成形機に沿ったバレル温度プロファイルは 140、160、180、220、および 244 °C に調整されました。 PPをGFとともに添加する際には、プロセス中にバレル温度を調整しました。製造プロセスは次のように説明できます。まず、そのままの PP ベアリング試験片を射出成形しました。第２に、ＰＰペレットを、１０、２０、および３０重量％の異なる重量分率のＰＰと、１２ｍｍおよび２４ｍｍの繊維長を有する異なる原料とを使用して、ＧＦと機械的にブレンドした。まず混合物を射出成形機の押出機に供給してプレサンプルを製造しました。スプルーとランナーを備えたプレサンプルは粉砕機で粉砕され、同じサイズの小さな粒子が形成されます。小さな粒子をもう一度射出成形して、最終試験片を得ました。これらの段階の主な目的は、PP への GF の分布を改善することです。長いインサートを金型に追加してプロセス全体を繰り返し、穴が成形された試験片を製造します。製造された試験片には、細断され、ランダムに配向された繊維が含まれていました。成形穴を使用して製造された試験片のコードと組成を表 3 に示します。

穴あけプロセスは、Boxford PC ソフトウェアを備えた Boxford 300VMCi CNC フライス盤を使用して実行されました。手動バイスを使用してワークピースを保持し、安定した位置に配置します。穴あけプロセスでは、AYKT が提供する直径 6 mm の超硬ツイストドリルビット (Mudhukrishnan51 が GFR/PP の穴あけで推奨しているもの) が使用されます。掘削プロセスは、クーラントを使用せずに乾式条件で実行されました。穴あけは、複合サンプルの背面にある木製プレートのサポートを使用して実行されました。表 4 に示すように、さまざまなレベルの実験因子はタグチ法を使用して設計されました。

完全要因実験計画法では、指定された一連の要因について考えられるすべての組み合わせが特定されます。ほとんどの工業実験には通常、かなりの数の要因が含まれるため、完全要因計画ではより多くの実験が必要になります。実験の数を合理的なレベルに最小限に抑えるために、すべての可能性から小さなグループのみが選択されます。タグチ分析は、要因実験のいくつかの側面をカバーする独自の一連の設計ガイドラインを提供します。タグチ法による実験計画には、プロセスパラメータと考えられる変動レベルを整理する直交配列が含まれます。最小限の実験で製品の品質に最も影響を与える要因を特定し、リソースと時間を節約します。現在の作業では、穴あけプロセスの要素は繊維重量分率、スピンドル速度、および送り速度です。繊維重量分率のレベルは 0、10、20、および 30 wt% でした。選択された切断速度のレベルは 1000、2000、3000、および 4000 rpm でした。一方、送り速度のレベルは 100、200、300、および 400 mm/min とされました。これらの要因とそのレベルを表 4 に示します。

穴あけ実験は、Taguchi の方法のいくつかのテストに対応する 16 回の実行を含む L16 混合直交配列を使用して実行されました。実験レイアウトを表 5 に示します。

Taguchi の分析では、各実験の値が信号対ノイズ (S/N) 比に変換されます。ここで、必要な値 (平均) を表す用語は信号であり、必要でない値は信号です。（標準偏差）を出力特性のノイズとして表します。 S/N 比を分析する場合、品質特性は田口によって次のように提案されています56。

ここで、 \({y}_{i}\) は観測された応答値で、 \(n\) はレプリケーションの数を定義します。

実験の目標が応答を最大化することである場合、「大きいほど優れている」品質特性を選択するのが正しい選択です (式 (1))。ただし、実験の目標が応答を最小限に抑えることである場合は、「小さいほど良い」品質特性を選択するのが正しい選択肢です (式 (2))。「公称値が最良」 (式 (3)) は、信号対雑音比を平均値 \((\mu )\) と標準偏差 \((\sigma )\) に基づいて応答をターゲットにするために使用されます。「公称が最良」の信号対雑音比は、平均と標準偏差が比例して変化する係数であるスケーリング係数を分析または特定するのに役立ちます。スケーリング係数を使用すると、信号対雑音比に影響を与えることなく、ターゲットの平均を調整できます。

現在の作業では、BS を最大化することが目的であるため、「大きいほど良い」品質特性が選択されます。

一連のピンベアリング ASTM D5961 試験は、室温で万能試験機 (Testometric 200 kN) を使用して、異なる繊維含有量の成型試験片と穴あけ試験片の両方に対して実施されました。標準試験片を使用して、以前の研究で推奨されている壊滅的な破壊に関連する負荷が低い正味張力またはせん断モードではなく、ベアリングの破損モードを取得しました20、57、58、59。標準試験片の寸法は、w/d = 6 および e/d = 6 の場合、図 2a に示されています。試験治具は、図 2b に示されている形状に従って鋼から製造されました。

軸受試験片と治具。 (a) 軸受試験片、(b) 軸受固定具。

解析では、12 mm と 24 mm の異なる繊維原料長 (FFSL) の射出成形繊維強化 PP 複合材料を検討しました。射出成形部品の数平均繊維長 (\({L}_{n}\)) および重量平均繊維長 (\({L}_{w}\)) は、次の関係式を使用して求められます。

そして

方程式は参考文献 24,60 によって提案されています。ここで \({L}_{i}\) はサンプル内の i 番目のファイバーの長さ、\({F}_{i}\) はファイバーの周波数です。長さ \({L}_{i}\)。数平均繊維長 \({L}_{n}\) は常に最小値であり、繊維と断片の量の存在に強く影響されます。一方、重量平均繊維長 \({L}_{w}\) は長繊維部分の存在によって影響されます。 \({L}_{w}\) 値は、機械的動作の予測をより表現的に表します 24,60。

マッフル炉内で 570 °C で 4 時間マトリックスを完全に焼き尽くした後、GF のいくつかの画像が得られました。バーンアウトテストは、さまざまな FFSL と wt% ですべてのタイプの複合材料に対して実施されました。次に、ImageJ ソフトウェアを使用して画像を分析し、GF の + 500 測定を実行しました。

画像を分析した結果、射出成形プロセス後に繊維長が劇的に減少していることが明らかです24、60、61、62、63、64、65。これは、射出スクリューによる射出プロセスを通じて繊維に大きなせん断応力がかかり、繊維の長さに重大な損傷が生じるために発生します63。

図 3 は、さまざまな FFSL と wt% を使用した PP 複合材料の FLD を表すヒストグラムを示しています。ヒストグラムは、測定から得られた繊維長の最小値と最大値に基づいて、繊維長 0.05 ～ 1 mm から 0.05 mm 刻みで始まります。

繊維長分布 (FLD); (a) 10 wt%、(b) 20 wt%、(c) 30 wt%。

図 3 に示すヒストグラムから、すべての組成の複合材料がほぼ正規分布を示し、12 mm FFSL から製造された試験片の場合、より高い周波数がより長い繊維に向かってシフトしていることがわかります。 24 mm の試験片における短繊維の周波数が上昇すると、\({L}_{n}\) と \({L}_{w}\) の両方の値が確実に減少します。すべての試験片の \({L}_{n}\) と \({L}_{w}\) の値を表 6 にまとめます。さらに、繊維長の頻度は、増加することによって異なる FFSL 間で近づく傾向があります。繊維重量分率は 10 ～ 30 wt%。

いくつかの研究 60、61、62、63、64 では、射出成形されたガラス繊維強化熱可塑性プラスチックの繊維の長さに及ぼす繊維の重量分率の影響が議論されています。これらの研究は、繊維含有量の増加により、得られる複合材料の繊維長が減少すると結論付けています。 Kumar et al.60 は、この繊維長の減少を、複合材料中の高濃度での繊維間の相互作用の増加により繊維に生じる損傷の増加と関連付けました。また、9 mm までの FFSL では FFSL が増加するにつれて \({L}_{n}\) と \({L}_{w}\) の両方が増加し、9 mm を超えて FFSL がさらに増加すると、 \({L}_{n}\) と \({L}_{w}\) の両方が減少する場合は逆効果です。

図４から、ＦＦＳＬが１２ｍｍから２４ｍｍに増加するにつれて、射出成形後の平均繊維長およびアスペクト比が減少することが観察された。たとえば、10 wt% の \({L}_{w}\) は、12 mm GF と比較して 24 mm GF を使用すると 150% 減少します。したがって、FFSL が 12 mm を超えて増加すると、図 4 に示すように繊維アスペクト比が大幅に減少する可能性があります。また、表 6 からは、繊維重量分率の増加により、繊維アスペクト比がわずかに減少することが観察されます。参考文献６０、６１、６２、６３、６４によって以前に観察された平均繊維長。この作業を通じて、上記の結果に基づいて、12 mm と 24 mm の FFSL をそれぞれ「長繊維/ポリプロピレン (LFPP)」と「短繊維/ポリプロピレン (SFPP)」と呼びます。

繊維重量分率と繊維アスペクト比の関係。

図５は、異なる重量％のＧＦＲ／ＰＰ複合材料のＢＳとＦＦＳＬとの間の関係を表す。この図は、SFPP 複合材料の BS が LFPP 複合材料よりも低下していることを示しています。観察された BS の減少は、10 wt% での 2.85% から始まり、30 wt% での 5.95% までです。 BSの減少は、図4に示すように、FFSLが増加すると得られる複合材料中の繊維のアスペクト比が減少するために発生する可能性があります。

異なる重量分率の成形穴試験片の BS。

図 5 から、マトリックス中の繊維含有量と長さが GFR/PP 複合材料の BS に強い影響を与えることもわかります。 SFPP と LFPP の両方で、繊維重量％が増加するにつれて BS が増加し、L00 を超える L3012 試験片では 9％改善されました。一方、SFPP では、BS は L00 標本から L3024 標本まで 3% しか増加しません。 GF 強化材の強度は PP よりも大幅に大きいため、繊維 wt% の増加による BS の増加が予想され、図 5 に示すように、GF の wt% の増加は複合材料の BS を直接改善します。同様の結果Subramanian と Senthilvelan25 によって報告されており、GFR/PP で作られた板バネの BS は、強化されていない PP で作られたものよりも高かった。また、ファイバ長が増加するにつれて、BS が増加しました。さらに、Asi66 は、織物の線密度が増加するにつれて GFRE の BS が最初に増加し (これは繊維含有量の増加を示します)、その後空隙含有量とクリンプの増加により織物の線密度がさらに増加すると減少することを示しました。得られた複合材料のレベル。

L00 から L3012 および L3024 までの BS の改善率のばらつきは、L3012 (LFPP) の方が L3024 (SFPP) よりも 3 倍高く、次のことがわかるように、それらの間の平均ファイバー長 (アスペクト比) の違いに関連している可能性があります。以前の研究では24,60。 Subramanian ら 24 と Kumar ら 60 は、平均繊維長が増加すると複合材料の強度が増加することを発見しました。 Kumar ら 60 は、複合材料の強度は繊維含有量よりも繊維アスペクト比 (または繊維長) に主に依存し、平均繊維長の減少によって引き起こされる複合材料の強度の低下は、より高い繊維長による複合材料の強度の増加をほぼ相殺することに気づきました。繊維含有量。

図6a、bは、LFPPとSFPPの両方について、それぞれGF重量%が異なる試験片の応力-ひずみ曲線を示しています。図5ですでに説明したように、図6の応力ひずみ曲線は、マトリックスに導入された繊維の重量分率が高くなるにつれて耐力強度が向上し、より長い繊維を含む試験片ではBSがさらに向上することも示しています。また、図 6 からは、表 1 および 2 に記載されているように、PP の伸びと比較して GF の伸びが低いため、GF/PP 複合材料の破壊ひずみは繊維重量％に反比例することが観察されます。

応力-ひずみ曲線; (a) LFPP とニート PP、(b) SFPP とニート PP。

測定された BS の実験結果、対応する S/N 比の値、および各試行の実験コードを、LFPP と SFPP の両方について、それぞれ実験 1 から実験 16 まで分類して表 7 に示します。

表 8 および 9 は、Minitab 17 ソフトウェアを使用したタグチ分析による、それぞれ LFPP および SFPP の応答パラメーター (BS) に対する各因子の影響の順位を表しています。 Minitab ソフトウェアは、デルタ値に基づいてランクを割り当てます。ランク 1 はデルタの最高値を指し、ランク 2 はデルタの 2 番目に高い値を表し、以下同様に応答 (BS) に対する各因子の対応する影響を示します。 LFPP の場合、重量分率が BS に最も効果的な要素であり、次に速度、次にフィードです。 SFPP の場合、BS に最も効果的な要素は速度、次にフィード、次に重量分率です。 LFPP と SFPP の間で因子のランクが異なることがわかります。

ANOVA の一般的な線形モデルと一元配置 ANOVA を取得して、分析の分散が等しいと仮定した場合の各因子の応答を記述しました。 ANOVA 一般線形モデルと一元配置 ANOVA の結果をそれぞれ表 10 と表 11 にまとめます。各因子の p 値を有意水準 (α = 0.05) と比較すると、表 10 のように、LFPP 重量分率の p 値が有意水準 α (p 値 = 0.003) より小さいことがわかります。 αより大きい値。ただし、SFPP の場合、速度の p 値は有意水準 α を下回ります (p 値 = 0.005)。一方、飼料と重量分率の p 値は α よりも高くなります。 LFPP の場合の重量分率は、BS に影響を与える最も重要な要素です。 BS は重量分率が増加するにつれて増加し、純粋な PP と比較して 30 wt% に対して BS が最大 9% 向上します。図 7 に示すように、スロープ勾配が非常に小さいため、速度と送りの影響は大きくありません。SFPP では異なる結果が得られ、速度が BS に影響を与える重要な要素となります。回転数が 1000 rpm から 4000 rpm に増加するにつれて、BS は減少します。一方、図 7 に示すように、重量分率と飼料は BS にわずかな影響を与えますが、その傾きは非常に小さいです。ANOVA の結果は、Minitab 17 ソフトウェアを使用して得られた結果とよく一致します。 SFPP の場合、BS に対する重量分率の影響が存在しないのは、加重平均繊維長が減少したことによるものと考えられます。これにより、スピンドル速度で表される GFR/PP 複合材料の BS に対する影響を示す加工パラメータの領域がクリアされます。

BS および S/N 値に対する LFPP および SFPP の平均効果プロット。

図 8a、b は、それぞれ LFPP 試験片と SFPP 試験片の両方について、成形穴と機械加工穴を備えた試験片の BS の違いを示しています。この図から、すべての重量分率および繊維長において、成形穴の BS が機械加工穴の BS よりわずかに優れていることが明らかです。穴あけ加工の付随的損傷は、穴あけ穴のある試験片の BS の低下に大きな役割を果たしています。図8aの傾きは、LFPPの成形試験片と機械加工試験片について同様の挙動を示しており、繊維重量分率の増加に伴うBSの増加率は同じです。成形穴のある試験片の BS の平均増加は、ドリル穴のある試験片よりも約 1% 高くなります。一方、図8bの傾きは、SFPPの機械加工された穴試験片と比較して、成形された穴試験片の繊維重量分率の増加に伴うBSの増加率がわずかに高いことを示しています。成形穴のある試験片の BS の増加は、ドリル穴試験片と比較して、ニート PP の 0.8% から 30 wt% GF の 2.6% の範囲です。

成形穴と機械加工穴の BS。 (a) LFPP、(b) SFPP。

Hufenbach et al.30 の軸受試験の結果では、繊維で強化された熱可塑性プラスチックで穴を成形すると、穴を開けた構成と比較して、より大きな荷重に耐えることができることが示されました。

実験的には、機械的に固定されたジョイントは 4 つの基本的なメカニズムで機能しません。ネット張力、せん断、劈開破壊、ベアリング破壊などです。最終的な破壊の壊滅的な性質のため、正味張力、剪断、および劈開破壊モードは望ましくない。ベアリングの故障は、加えられる荷重が徐々に減少することを特徴としており、理想的な故障モードと考えられています38,67。繊維強化材料の破損損傷は、マトリックスの亀裂、繊維の破壊、繊維とマトリックスの界面の剥離、およびそれらの組み合わせに起因すると考えられます68。このセクションでは、ボルト締結複合材料の破壊モードを破壊面を観察することによって評価しました。図 9 は、軸受内で試験された、重量割合と繊維長が異なる成形試験片の破壊形態を示しています。図９から、軸受試験の結果として、本研究では２つの故障モードが発生したことが分かる。最初の破損モードは、図 9a に示すように、純粋な PP 試験片 (L00) で表される純粋な軸受モードです。 2 番目の破損モードは、図 9b ～ g に示すように、GFR/PP 複合試験片の混合破損モード (ネット張力/耐力モード) です。異なる繊維長間でも同様の破損モードが観察されますが、繊維の重量分率が増加するにつれて支持力は減少します。したがって、図9f、gに示すL3012およびL3024試験片では、軸受破損はほとんど発生しませんが、図9aに示すように、ニートPPによって印象的な支持力が得られます。

軸受で試験された成形穴試験片の破損形態。 (a) ニート PP、(b) 10 wt% GF (初期長さ 12 mm) + 90 wt% PP、(c) 10 wt% GF (初期長さ 24 mm) + 90 wt% PP、(d) 20 wt% GF（初期長さ12mm）＋80wt％PP、（e）20wt％GF（初期長さ24mm）＋80wt％PP、（f）30wt％GF（初期長さ12mm）＋70wt％PP 、および（ｇ）３０重量％のＧＦ（初期長さ１２ｍｍ）＋７０重量％のＰＰ。

L1012 および L3012 試験片の破砕帯の SEM 顕微鏡写真をそれぞれ図 10a、b に示します。マトリックスの脆性破壊は、L1012 試験片よりも L3012 試験片でより明白であり、これは、図 6 で前に示した L3012 試験片の応力-ひずみ曲線の脆性の性質に比例しています。図 10 では、試験片の破壊により、両方の試験片において明らかに多数の繊維がマトリックスから引き抜かれていることがわかります。

試験片の破砕領域の断面の SEM 画像。 (a) 10 wt% GF (初期長さ 12 mm) + 90 wt% PP、および (b) 30 wt% GF (初期長さ 12 mm) + 70 wt% PP。

図 11 には、いくつかの機械加工された穴試験片の破壊形態に加えて、応力とひずみの関係が含まれています。図 11 に示すように、ネット張力モードでのみ破損した 30 wt% GF 試験片を除き、機械加工された穴を持つすべての試験片で混合破損モード (ネット張力/ベアリングモード) が発生しました。穴開けされた試験片は、穴あけプロセスに関連した損傷に起因する可能性があります。

ドリル穴試験片の破壊形態と支持応力 - ひずみ曲線。

この研究では、さまざまな穴あけ条件で成形またはドリル穴を備えた射出成形技術によって製造された GFR/PP 複合材料に関連する BS の実験的および統計的分析を示します。得られた結果は次のように要約できます。

より長い FFSL を射出された試験片の BS は、射出成形プロセス後に製造された試験片の重量平均繊維長の減少が観察されたため、短いものよりも低いことが判明しました。 BS の観察された減少は、10 wt% での 2.85% から始まり、30 wt% GFR/PP での 5.95% までです。

成形穴のある試験片では、LFPP と SFPP の両方で、繊維重量分率が増加するにつれて BS が増加します。 LFPP の場合、L00 を超える L3012 試験片では 9% の改善が得られます。一方、SFPP では、BS は L00 標本から L3024 標本まで 3% しか増加しません。

ドリル穴のある試験片の場合、ANOVA と Taguchi 解析から得られた結果は、BS に対する加工条件と重量分率の影響が LFPP 試験片と SFPP 試験片で異なることを示しました。 LFPP の場合、最も重要な要素は重量分率であり、掘削条件 (速度と送り) はそれほど重要ではないことがわかりました。ただし、SFPP の場合、スピンドル速度が最も重要な要素であり、次に送りが続きますが、重量分率の影響は最も小さいことがわかりました。

重量分率の増加は、成形穴試験片と機械加工穴試験片の両方の BS の増加につながります。

成形された穴の BS は、使用されたすべての重量分率と繊維長において、機械加工された穴の BS よりわずかに優れています。 LFPP の場合、成形穴のある試験片の BS の平均増加は、ドリル穴のある試験片よりも約 1% 高くなります。一方、SFPP の場合、穴が成形された試験片の BS の増加は、ドリル穴試験片と比較して、ニート PP の 0.8% から 30 wt% GFR/PP の 2.6% の範囲です。

破壊された試験片の形態分析により、次のことが示されました。成形穴試験片の場合、プレーン PP 試験片は純粋なベアリング破損モードで破損しました。一方、GFR/PP 試験片はベアリングとネット張力の混合モード破壊で破壊されました。機械加工された穴試験片の場合、ネット張力破壊モードのみで破壊された 30 wt% GFR/PP 試験片を除き、すべての試験片がベアリングとネット張力の混合モード破壊で破壊されました。

著者は、この研究中に生成または分析されたすべてのデータがこの公開された論文に含まれていることを宣言します。

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オサマ、M.、セルミー、A.、アブデルハリーム、A. 他。 GFR/PP複合材の成形穴と機械加工穴の耐力強度の比較。 Sci Rep 12、14756 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-18943-w

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