Kontakti in kinematiˇ cne zveze

Glavni izziv je bilo povezati komponente med seboj, da bi te ˇcim bolj odraˇzale realno stanje. V sploˇsnem bi to ˇzeleli izvesti s pomoˇcjo kontaktov s trenjem. V tem primeru bi lahko dobili konvergenˇcne teˇzave med reˇsevanjem modela. Poleg tega kontakti zah-tevajo daljˇsi raˇcunski ˇcas. Da bi se izognili predolgemu raˇcunskemu ˇcasu in vseeno ˇcim bolj natanˇcno popisali numeriˇcni model, smo uporabili kombinacijo kontaktov, kjer drugaˇce ni ˇslo, in konektorskih elementov.

Vsi kontakti so bili definirani kot kontaktni par med glavno (master) in podrejeno (slave) povrˇsino. Predpisali smo statiˇcni koeficient trenja za vse materialne kombina-cije:

– PPS in PPS, k_tr = 0.20;

– jeklo M270-35A in PPS, ktr = 0.23;

– NdFeB in PPS, k_tr = 0.23,

– jeklo M270-35A in NdFeB; k_tr = 0.20.

Glavna povrˇsina je bila vedno tista, ki je imela veˇcjo togost materiala. V primeru kontakta med povrˇsinama z enakima materialoma pa tista, ki je imela finejˇso mreˇzo (v naˇsem primeru je bila to komponenta primarnega zabrizgavanja). Uporabili smo node to surface formulacijo kontakta, kar pomeni, da je vsako vozliˇsˇce na podrejeni povrˇsini v kontaktu s toˇcko projekcije na glavni povrˇsini. Uporabili smo tudi moˇznostadjust, ki pred zaˇcetkom reˇsevanja modela odstrani zaˇcetne penetracije med podrejeno in glavno povrˇsino, ki so posledica samega mreˇzenja. Kontaktne povrˇsine so prikazane na sliki 3.15.

Drugi naˇcin povezovanja komponent, kjer nismo uporabili kontaktov, so bili konektor-ski elementi. To so elementi tipa CONN3D2, kratica pa pomeni, da gre za konektorkonektor-ski element v 3D prostoru, ki je povezan z dvema vozliˇsˇcema. Aktivnih ima vseh 6 prosto-stnih stopenj, odvisno od vrste konektorja pa so doloˇcene lahko proste ali zaklenjene.

Na vsako od dveh vozliˇsˇc se poveˇze komponenta, vendar ne direktno na konektor. Med njiju dodamo ˇse element DCOUP3D. To je sklopni porazdelitveni element (distributing coupling) v 3D prostoru. Omeji gibanje neodvisnih sklopnih vozliˇsˇc na odvisno vozliˇsˇce elementa. Ta omejitev je uveljavljena v povpreˇcnem smislu in na naˇcin, ki omogoˇca nadzor prenosa obremenitev. Shematsko je uporaba konektorja in sklopnega poraz-delitvenega elementa, kar imenujemo kinematiˇcna zveza, prikazana na sliki 3.16 [13].

Vsem konektorjem so bili prav tako predpisani koeficienti trenja.

34

Metodologija raziskave

(a) (b)

(c)

Slika 3.15: Prikaz kontaktnih povrˇsin med (a) elektroploˇcevino in primarnim ter sekundarnim zabrigavanjem, (b) magnetom in primarnim zabrizgavanjem in (c)

primarnim in sekundarnim zabrizgavanjem.

Slika 3.16: Shematski prikaz kinematiˇcne zveze med dvema komponentama.

35

Metodologija raziskave

V naˇsem primeru je bila veˇcina konektorjev tipa slide-plane. Gre za tip, kjer ima ko-nektor prosto samo eno translatorno prostostno stopnjo, ostalih pet pa je zaklenjenih.

Na ta naˇcin rotorja nismo preveˇc omejili. V dveh primerih, ko je bila uporaba drugih tipov bolj smiselna pa smo uporabili translator in cylindrical. Translator ima zaklje-nje vse prostostne stopzaklje-nje, z izjemo ene translatorne. Cylindrical pa ima sproˇsˇceno translatorno prostostno stopnjo in v isti smeri tudi rotacijsko, ostale so zaklenjene [13].

Ker povrˇsine komponent niso bile vedno poravnane z globalnim koordinatnim siste-mom, smo za vsako kinematiˇcno zvezo definirali lokalni koordinatni sistem.

3.5.2.6 Robni pogoji in obremenitev

Rotor smo fiksno vpeli na sekundarnem zabrizgavanju, kjer je zabrizgan na gred. Za vpetje vozliˇsˇc smo prav tako uporabili element DCOUP3D, kar lahko vidimo na sliki 3.17.

Slika 3.17: Fiksno vpetje rotorja preko DCOUP3D elementa.

Definirali smo tudi simetrijske robne pogoje. Iz slike 3.12 lahko razberemo, da imamo dve simetrijski ravnini. Za ti dve ravnini sta bila definirana dva cilindriˇcna koordinatna sistema. Sistema smo predpisali vozliˇsˇcem na simetrijskih ravninah, kjer smo zaklenili pomik v smeri normal simetrijskih ravnin. Vpetje vzorca na simetrijskih ravninah je prikazano na sliki 3.18. Na koncu smo definirali ˇse temperaturo celotnega modela, ki je znaˇsala 90°C in volumsko silo zaradi rotacije, ki jo povzroˇca kotna hitrost 650 rad s⁻¹. Temperaturo smo predpisali na vsa vozliˇsˇca konˇcnih elementov, volumsko silo pa na vse konˇcne elemente v modelu.

36

Metodologija raziskave

Slika 3.18: Simetrijski ravnini.

37

Metodologija raziskave

38

4 Rezultati in diskusija

V tem poglavju bomo prikazali rezultate meritev, izraˇcunov in simulacij. Najprej bomo pogledali rezultate meritev dinamiˇcnih striˇznih modulov in temperature steklastega prehoda. V nadaljevanju bomo predstavili rezultate posameznih segmentov striˇzne voljnosti in sumarno krivuljo. Sledil bo rezultat analitiˇcnega izraˇcuna striˇznega modula.

V nadaljevanju bomo prikazali rezultate numeriˇcne simulacije eksperimenta striˇzne voljnosti in pogledali ujemanje z eksperimentom in vpliv anizotropije. Na koncu pa bomo pokazali ˇse rezultate numeriˇcne simulacije rotorja in na podlagi teh preverili njegovo ustreznost.

4.1 Dinamiˇ cna mehanska analiza

Na sliki 4.1 je v logaritemski skali prikazana meritev shranitvenega striˇznega modula G^′, striˇznega modula izgub G^′′ in tan(δ) v odvisnosti od temperature. S ˇcrno ˇcrto je prikazana ocenaT_g. Opazimo, da padecG^′ in vrhG^′′sovpadata pri okolici temperature 100°C, kar pomeni, da je ocenjena vrednost nekoliko viˇsja od vrednosti proizvajalca.

To pomeni, da je obratovalna temperatura 90°C rotorja nekoliko niˇzja od vrednostiTg, kar je iz vidika mehanskih lastnosti ugodno.

Vrednosti G^′ in G^′′ pri 90°C pa sta 2826 MPa in 78 MPa. Ker je odziv materiala na podlagi izbrane amplitude DMA testa znotraj linearne viskoelastiˇcnosti in je G^′′ maj-hen v primerjavi zG^′, lahko sklepamo, da je izmerjena vrednost dinamiˇcnega striˇznega modula pribliˇzno enaka statiˇcnemu striˇznemu modulu. Za izmerjene G^′ je bila upora-bljena enaˇcba 3.9, da smo dobili temperaturno odvisnost modula elastiˇcnosti.

39

Rezultati in diskusija

Slika 4.1: G^′,G^′′ intan(δ) v odvisnosti od temperature in ocenaT_g.