Delsbo Electric: Lättkonstruktion av spårfordon: Konstruktion av Bottenplatta

KANDITAEXAMENSARBETE, 15 HÖGSKOLEPOÄNG

STOCKHOLM, SVERIGE 2021

Delsbo Electric:

Lättkonstruktion av Rälsfordon

Konstruktion av Bottenplatta, SA115X VT21­1

Examensarbete inom farkostteknik, grundnivå

Bill Cleasson & Gustaf Törner

KUNGLIGA TEKNISKA HÖGSKOLAN

Abstract

This report describes the design process of a sandwich composite bottom plate for a rail vehicle with the purpose of competing in Delsbo Electric. The team that runs the competition track with the lowest amount of energy per person and kilomiter spent wins the competition. Since high energy efficiency is wanted the goal of this project was set to design a low weight bottom plate. General dimensions and load cases was decided by comparing a number of different combinations of passenger placement. A literature study of sandwich, composite and beam theory was made to implement a model in MATLAB of how stresses and deformations occur in the bottom plate. The resulting design of the bottom plate is 1.3 m wide and 2.35 m long. The sandwich structure consists of a carbon fibre composite surface layers with an epoxy­based vinylester resin matrix together with a core of PVC­foam. The optimal thicknesses of the surface layers and core are t _f = 1 mm and t _c = 18 mm, the resulting total weight is 13.75 kg. Vacuum­injection moulding was considered as the most suitable method of producing the bottom plate. In future development of the design a model of the bottom plate should be made in an availabe FEA­

program to obtain a detailed analysis of how the bottom plate is affected during

more complex dynamical loads.

Sammanfattning

I denna rapport beskrivs framtagandet av en bärande bottenplatta i form av en sandwichkomposit till ett rälsforrdon med avsikt att delta i tävlingen Delsbo Electric. Det lag i som färdas över tävlingssträckan med lägst spenderad energi per transporterad person och kilometer vinner tävlingen. För att uppnå hög energieffektivitet var målet med detta projekt att designa en så lätt bottenplatta som möjligt. Generella mått samt lastfall bestämdes genom jämförelse mellan ett antal olika kombinationer av passagerarfördelningar. En litteraturstudie av sandwich­, komposit­ samt balkterori genomfördes för kunna bygga en modell i MATLAB av hur spänningar och deformationer uppstår i plattan.

Den resulterande designen av bottenplattan är 1.3 m bred och 2.35 m lång.

Sandwichstrukturen består av ett kolfiberkomposit­ytskikt med en epoxybaserad

vinylestermatris tillsammans med en kärna i PVC­skum. Optimala tjocklekar hos

ytskikt samt kärna är t _f = 1 mm respektive t _c = 18 mm, den resulterande

totalvikten blir 13.75 kg. Vacuum­injection moulding anses som lämpligaste

metod förproduktion. I framtida arbete bör bottenplattan modelleras i tillgängligt

FEA­program för detaljerad analys av hur strukturen beter sig under mer

komplicerade dynamiska lastfall.

Förord

Denna kanditatexamensrapport är skriven under våren 2021 inom institutionen

för teknisk mekanik med inriktning lättkonstruktion vid Kungliga Tekniska

Högskolan. Vi vill här med uttrycka vår tacksamhet till våra handledare Magnus

Burman och Per Wennhage för vägledning och stöd i detta projekt. Vi vill även

tacka för gott samarbete till William Kåhre, Erik Sellberg och Jonathan Weinesjö

som har bidragit till värdefulla diskussioner. Slutligen hoppas vi att du finner

denna läsning intressant.

Författare

Bill Claesson, billc@kth.se & Gustaf Törner, gtorner@kth.se Information and Communication Technology

KTH Royal Institute of Technology

Plats för Projekt

Stockholm, Sverige

Examiner

Gunnar Tibert: tibert@kth.se KTH Royal Institute of Technology

Supervisors

Magnus Burman, mburman@kth.se

Per Wennhage, wennhage@kth.se

KTH Royal Institute of Technology

Innehåll

1 Introduktion 1

1.1 Problemformulering . . . . 1

1.2 Syfte och mål . . . . 2

1.3 Avgränsningar . . . . 2

1.4 Arbetsfördelning . . . . 2

2 Teoretisk bakgrund 3 2.1 Sandwichteori . . . . 3

2.2 Kompositteori . . . . 8

2.3 Tillverkningsmetoder . . . 12

3 Metod 16 3.1 Kravspecifikation . . . 16

3.2 Sätesplacering . . . 18

3.3 Hjulaxelplacering . . . 20

3.4 Lastfall . . . 22

3.5 Materialval och Kompositstruktur . . . 24

3.6 Viktoptimering & Implementation i MATLAB . . . 25

3.7 Utvärdering av utböjningskrav . . . 25

4 Resultat 26 4.1 Kompositstruktur . . . 26

4.2 Optimerade dimensioner . . . 26

4.3 Utvärdering av utböjningskrav . . . 28

5 Slutsats 30 5.1 Diskussion . . . 30

5.2 Framtida arbete . . . . 31

Referenser 32

1 Introduktion

Co2­utsläpp orsakade av transporter står för 25% av de globala föroreningarna.

Det största bidraget kommer från vägtransporter och andelen har ökat kontinuerligt de senaste åren. Järnvägstransporter står ut som ett effektivt alternativ med en utsläppsandel på mindre än 1% [6]. På grund av detta är just utvecklandet av ett elektrifierat järnvägsnät en effektiv långsiktig lösning. Ett sätt att öka kunskapen i hur energieffektiva rälsfordon kan konstrueras är via tävlingen Delsbo Electric.

Delsbo Electric är en tävling där studentlag från olika universitet och skolor ska konstruera och framföra ett batteridrivet spårforddon 3.36 km över normalspårig järnväg. Det lag som har förbrukat minst energi per transporterad person i fordonet vinner tävlingen. Förstudier med undersökningar av olika generella konstruktionsförslag och forddonsdynamiska analyser har genomförts av studenter på KTH i samband med kurserna SD2229 [5] och SD2230 [3].

I januari 2021 skapades KTH:s första lag som avser att bygga ett rälsfordon och delta i tävlingen. Arbetet delades upp i två grupper som ansvarade för konstruktion av drivlina, hjulaxlar och hjul respektive kaross, säten, infästningar och bärande struktur. Detta arbete behandlar konstruktion och analys av fordonets bärande struktur, även kallad bottenplattan.

1.1 Problemformulering

För att vinna Delsbo Electric behöver fordonets energiförbrukning vara så liten som möjligt. Energiförbrukningen är direkt kopplad till fordonets rörelseenergi där en låg rörelseenergi är önskvärt. Från den klassiska mekaniken beskrivs rörelseenergin enligt,

E = 1

2 mv ² , (1)

där m är fordonets massa och v dess hastighet. Tävlingens regelverk begränsade fordonets hastighet därför blir fokus på att minska fordonets totala massa och på så sett dess energiförbrukning.

Uppdraget var att tillverka en bottenplatta så lätt som möjligt förutsatt att

bottenplattan uppfyller kravspecifikationerna.

1.2 Syfte och mål

Syftet med projektet var att dimensionera en bottenplatta med minsta vikt som uppfyller kravspecifikationen. Målet var att föreslå dimensioner och tillverkningsmetod.

1.3 Avgränsningar

Möjliga dimensioner till en panel i form av en sandwich­struktur utreddes med målet att minimera vikten. På grund av de medförda kraven på styvhet, brottspänning, densitet och tillgänglighet avgränsades de ytmaterial som undersöktes till kompositermaterial med fokus på kolfiberkompositer.

För att kunna genomföra tillräckligt noggranna analyser av hur ett rälsforddons bottenplatta kan dimensioneras och konstrueras inom projektets tidsram behöver modellering och omfånget av analyser begränsas. Forddonsdynamiska analyser har därför ej genomförts i detta arbete. Delgruppen som ansvarar för analys och konstruktion av hjul, hjulaxlar och drivlina har rådfrågats om hur möjliga konstruktionsalternativ av bottenplattan samt axelplacering påverkar fordonets köregenskaper. Eventuella vibrationer samt resulterande vridmoment i bottenplattan har inte inkluderats i detta projekt. Dimensionering och analys av kaross, infästningar samt säten och övriga nödvändiga komponenter behandlas inte direkt i detta arbete. Vid frågor som berör övriga komponenter rådfrågas ansvarig gruppmedlem.

1.4 Arbetsfördelning

Stor del av litteraturstudier och andra praktiska moment har krävt gemensamma insatser. Även arbetsuppgifter så som fastställande av kravspecifikation, lastfall och elementarfall har skett gemensamt. Gustaf har i detta projekt framför allt fokuserat på framtagandet av bottenplattans generella geometri, sätes och hjulaxelplacering samt friläggning och snittning av de olika lastfallen. Bill har huvudsakligen ansvarat för undersökning av tillverkningsmetoder och komposit­

struktur.

2 Teoretisk bakgrund

I samband med skapandet av KTH:s tävlingslag utfördes en konceptstudie av rälsfordon med låg energiförbrukning inom kursen SD2229, Vehicle Dynamics Project Course Part 1 [5]. I denna studie skapas en första modell av ett rälsfordon med syfte att delta i Delsbo Electric under maj 2021.

Då denna typ av rälsfordon är unikt av sin sort är tillgång till relevant litteratur begränsad varför framtagandet av den första fordonsmodellen genomfördes enligt ett relativt enkelt tillvägagångssätt. Detta ledde i sin tur till att den första modellen av fordonet uppfyllde tävlingskraven men med mycket utrymme för utveckling av fordonets olika komponenter.

I början av 2021 utfördes en understudie inom kursenSD2230, Vehicle Dynamics Project Course Part 2 [3]. Syfte med denna understudie var att undersöka hur fordonets dynamiska prestanda påverkades av dess vikt, avståndets mellan hjulaxlarna samt placering av hjullager.

Båda studierna kommer i detta projekt ge riktlinjer till hur bottenplattan kan dimensioneras för att till så stor mån som möjligt ta hänsyn till viktiga fordonsdynamiska resultat.

Utöver dessa studier har litteratur inom främst två relevanta områden för lättkonstruktion ([8] och [9]) tilldelats samt tillgång till föreläsningar för kursen SD2114, Fiberkompositer – material och tillverkning.

2.1 Sandwichteori

En sandwichstruktur används i detta projekt på grund av strukturens överlägsna styrka gentemot dess låga vikt. En sandwichkonstruktion består av två ytskikt som limmats på vardera sida av en kärna. Dessa tre huvudkomponenter är beroende av varandra för ett tillsammans ge önskade egenskaper av en sandwichkonstruktion.

Ytskiten är ett material med hög hållfasthet och är ämnat för att ta upp

majoriteten av drag­ och tryckspänningar då sandwichkonstruktionen utsätts för

påfrestningar. Kärnan är i vanliga fall av ett material som har bra förmåga att

ta upp skjuvkrafter sett till dess vikt. Kombinationen av kärnans och ytksiktens

egenskaper gör det möjligt att skapa en lätt och styv konstruktion.

2.1.1 Balkteori

Klassisk balkoteori är en vanligt beräkningsmetod inom hållfasthetslära där relationen mellan deformation och spänning observeras då en balk utsätts för böjning. För en homogen balk kommer deformation och spänningar fördelas symmetriskt kring balkens tvärsnitt. Med balkens tjocklek (t) är det möjligt att ta fram böjtröghetsmomentet (I) och tillsammans med balkens elasticitetsmodul (E) kan tillslut balkens böjstyvheten (D) beräknas enligt [1],

D = EI = E · t ³

12 . (2)

För ekvation (2) antas balkens bredd vara 1 m.

Böjstyvheten för en sandwichbalk är inte lika intuitiv som för en homogen balk.

Deformationen av ytskikt och kärnan kommer vara densamma men på grund av att deras materiella egenskaper skiljer sig kommer spänningen i de två materialen att variera då balken utsätts för böjning. I Figur 2.1 visas tvärsnittet av en sandwichbalk med bredden 1 samt tillhörande storheter.

Figur 2.1: Tvärsnitt av

sandwichkonstruktion med mått [8]

Ytskiktes elasticitetmodul E _f kärnans elasticitetmodul E _c Ytskiktes tjocklek t _f

Kärnans tjocklek t _c Avstånd mellan ytskikt d Kärnans skjuvmodul G _c

Tabell 2.1

Böjstyvehten för ytskikten (D _f ) och kärnan (D _c ) beräknas separat och på samma

sätt som böjstyvehten för homogena balken. Ytskitken kommer, pågrund av

avståndet mellan varandra, ge ytligare ett bidrag till sandwichbalkens böjstyvhet

(D ₀ ). För att få sandwichbalken totala böjstyvhet (D) adderas alla styvhetsbidrag

enligt [8],

D = 2D _f + D ₀ + D _c = E _f · t ³ _f

6 + E _f · t _f d ²

2 + E _c · t ³ _c

12 . (3)

Från ekvation (3) konstateras att för en sandwichbalk med tunt ytskikt och svag kärna dominerar den andra termen, D ₀ . Detta fenomen kallas för Sandwicheffekten och kan ge stora bidrag till en sandwichstrukturs styvhet och styrka till kostnad av en liten viktökning.

Sandwichplattans skjuvstyvhet beräknas enligt [8]:

S = G _c d ²

t _c (4)

För att få en uppfattning av sandwicheffektens magnitud kan en enkel demonstration genomföras genom att dela en homogen balk och öka avståndet mellan dessa delar, se Figur2.2.

Figur 2.2: Demonstration av sandwicheffekten och dess inverkan på sandwichbalkens vikt, styvhet och styrka [8].

2.1.2 Ytskikt

I stort sett alla material som kan tillverkas i ett tunt ark kan användas som ytskikt

i en sandwichkonstruktion dock brukar ytskikten delas in i två materialgrupper,

metall och icke­metall. För detta projekt kommer önskad egenskap hos ytskiktet vara hög styvhet och hög styrka för att maximera sandwicheffekten. De relevanta ekvationerna kommer därför vara ytskiktes normal­ och skjuvspänningar (σ _f &

τ _f ) enligt [8].

σ _f = M _x zE _f

D för t _c

2 < |z| < t _c

2 + t _f (5)

τ _f,max = T _x

D ( E _f t _f d

2 ) (6)

2.1.3 Kärna

Kärnmaterialet huvudsakliga syfte är att motstå skjuvspänningar som uppstår vid böjning. Önskade egenskaper av ett kärnmaterial är hög skjuvmodul (G _c ) och låg densitet. Kärnan tillverkas normalt sett antingen av korrigerad, honeycomb, balsaträ eller skum. För detta projekt kommer kärnan vara av skum och ekvationerna för dess normal­ och skjuvspänningar (σ _c ochτ _c ) vara av intresse [8].

σ _c = M _x zE _c

D för |z| < t _c

2 (7)

τ _c,max (z = 0) = T _x

D ( E _f t _f d

2 + E _c t ² _c

8 ) (8)

2.1.4 Lim

Ytskikt och kärna måste fästas i varandra för att få en sandwicheffekt. Detta kan göras med lim men i vissa fall kan limmet ersättas av matrisen som används i kompositer, mer om detta nämns i kapitel 2.2. Tvärkrafter i kontaktytan mellan ytskikt och kärna beräknas enligt [8]:

τ _c,min = τ _f,max = T _x

D ( E _f t _f d

2 ) (9)

2.1.5 Approximationer

När ytskikts­ och kärnmaterial valts så att E _c << E _f samt att t _f << t _c kan ekvationerna (4)­(7) approximeras till följande ekvationer enlligt [8].

σ c = 0 (10)

σ _f = ± M _x

t _f d (11)

τ _c = T _x

d (12)

τ _f = 0 (13)

Figur 2.3 är en visuell representation av approximationerna (9)­(12) där storleken och placeringen av det grå området visar hur böj­ och skjuvspänningen fördelar sig i ytskiktet och kärnan.

Figur 2.3: Visuell representation av approximation normal­ och skjuvspäningar då E _c << E f samt att t _f << t c [8]

2.1.6 Buckling

Buckling är ett lokalt strukturellt instabilt fenomen som plötsligt kan uppstå vid böjning av en sandwichstruktur. Buckling kan uppstå innan materialets sträck­ eller brottgräns är nådd och när det väl har inträffat försämras en sandwichkonstruktions hållfasthet och det är därför viktigt att dimensionera en konstruktion på ett sätt så att buckling kan förhindras. Den kritiska spänningen för buckling beräknas enligt [8],

σ f = 0.5 ³

√

E f E c G c . (14)

Figur 2.4: Buckling av sandwickstruktur [8]

2.1.7 Skjuvdeformation

Skjuvdeformationen för en homogen balk skiljer sig för en sandwichbalk.

Skjuvdeformation för sandwichbalken ger upphov till ett så kallat in­plane shear och resulterar i att sandwichbalken deformeras enligt Figur 2.5.

Figur 2.5: Skjuvdeformation för sandwichbalk på grund av in­plane shear [8]

Då en sandwichbalk i ena änden belastas med en kraft F ger det upphov till en skjuvdeformation W ₁ i samma riktning som kraften men även en motriktad skjuvdeformation W ₂ i balkens andra ände. Hur denna deformation uppstår härleds från följande ekvation [8],

w _s =

∫ ( T _x

S − γ ₀ t _c d

)

dx = M _x

S − γ ₀ t _c x

d + konstant (15)

med hänsyn till randvillkoren vid balkens upphängning.

2.2 Kompositteori

Ytskikten i sandwichstrukturen utgörs av ett kompositmaterial (även kallat

laminat) bestående av de lastbärande fibrerna samt matrisen som binder ihop,

skyddar och fördelar lasten över de spröda fibrerna. Beroende på krav kan

fiberstrukturen i en komposit tillverkas på flera olika sätt. Fibrerna kan läggas

upp slumpmässigt eller i en parallell rikting samtidigt som de är intakta över laminatets längd eller uppdelade i kortare bitar, se Figur 2.6.

Figur 2.6: Olika typer av längder och ordningar av fibrer. Den vänstra kolonnen i figuren visar oordnade och parallella, korta fibrer. Till höger visas oordnade och parallella långa fibrer.

En kombination av parallella och kontinuerliga fibrer skapar en ortotrop komposit. Detta innebär att dess egenskaper skiljer sig om man jämför dess styvhet och brottgräns längs med fibrerna jämfört med transversellt mot fiberriktningen. Riktningarna indikeras med 1 respektive 2. Denna kombination är av intresse då den genererar ett material med hög styrka och styvhet i 1­

riktningen, se Figur 2.7.

Figur 2.7: Koordinatsystem för en komposit med parallella fibrer. Här indikeras

riktning 1, 2 och 3 dessutom med L (length), W (width) och T (thickness).

2.2.1 Blandlagen

För en komposit med parallella fibrer kan den sammansatta elasticitetsmodulen för fibrer och matris tillsammans beräknas enligt ekvation 16. Förutom fibrernas och matrisens elasticitetsmodul (E _f och E _m ) beror den resulterande elasticitetsmodulen på respektive komponents volymsandel i laminatet (v _f och v _m ) [8].

E ₁ = E _f v _f + E _m v _m (16)

På samma sätt kan laminatets resulterande desitet beräknas med fiber­ och matrisdensiteten. (ρ _f & ρ _m ) samt respektive volymsandel.

ρ _f,tot = ρ _f · v f + ρ _m · v m (17)

2.2.2 Brottspänningar för kompositer

Kompositermaterial antar varierande brottsegenskaper beroende på hur fibrernas och matrisens styvhet förhåller sig till varandra. Detta arbete har avgränsats till att undersöka spröda och styva fibrer i förhållande till matrisen. Den maximala töjningen för fibrerna ˆ ϵ _f blir lägre än matrisens maximala töjning

ˆ

ϵ m . När laminatet belastas kommer alltså fibrerna (som upptar majoriteten av spänningen) brytas av innan matrisen. Så fort fibrerna går av kommer matrisen (med en lägre brottspänning än fibrerna) ta upp hela lasten och därefter också haverera [4]. De maximala töjningarna i uttrycket för laminatets brottspänning skrivs om med hjälp av Hookes lag: σ = Eϵ. Med villkoret att ˆ ϵ _f < ˆ ϵ _m gäller det att:

ˆ

σ 1 = ˆ σ f v f + E m v m ϵ ˆ f = ˆ σ f v f + E m v m ( σ ˆ f

E _f ) (18)

Om elasticitetsmodulen för fibrerna är mycket större än för matrisen (E f >> E m ) kan uttrycket förenklas. Efter detta framgår det att andelen fibrer i laminatet samt dess brottgräns dominerar laminatets totala brottspänning:

ˆ

σ ₁ ≈ ˆ σ _f v _f (19)

2.2.3 Fiberriktningar och 10%­regeln

Vid konstruktion av ett laminat med kontinuerliga och parallella fibrer kan dessa fibrer läggas upp som lameller i olika riktningar för att reglera det resulterande laminatets egenskaper i en riktning av intresse. Vanligen konstruerar man ett laminat med olika andelar fibrer i 4 riktningar relativt den bestämda huvudriktningen x; θ = 0 ^◦ , −45 ^◦ , +45 ^◦ och 90 ^◦ .

Figur 2.8: Fiberriktning θ i förhållande till den belastade x­riktningen.

Figur 2.9: Fyra lameller upplagda i olika riktningar. Dessa bildar tillsammans det färdiga laminatet.

Med olika andelar fibrer i respektive rikting kan en faktor λ _x beräknas. Denna skalfaktor representerar hur mycket det sammansatta laminatets resulterande styvhet och styrka i x­riktningen bör skalas ned på grund av andelen fibrer utanför x­riktningen. Som regelnamnet antyder kan det antas att alla fibrer som ligger utanför x­riktningen kommer ge ett bidrag med 10% till elasticitetsmodulen eller brottspänningen i x­riktningen. I ekvationform kan detta uttryckas som:

λ _x = 0.1 · v f,ut + v _f,x (20)

Här är v _f,ut andelen fibrer utanför x­riktning medan v _f,x är andelen fibrer som

löper parallellt med x. Med λ bestämd kan den appliceras på den tidigare

beräknade elasticitetsmodulen (se sektion 2.2.1) samt dess brottspänning för

kompositen (sektion 2.2.2):

E _x = λ _x · E 1 (21)

ˆ

σ _x = λ _x · ˆ σ ₁ (22)

2.3 Tillverkningsmetoder

Sättet en sandwichpanel i polymer­komposit kan konstrueras på varierar stort beroende på krav, materialval och tillgång till utrustning.

2.3.1 Härd­ och Termoplast

Tillverkningstekniker kan till en början delas upp i två typer beroende på om matrisen består av en härdplast eller termoplast. Härdplaster är till en början i flytande form. Genom att addera kemiska tillsatser börjar molekylerna i matrisen att sammanfogas till större strukturer. Detta kallas cross­

linking (eller tvärbindning på svenska). Processen skapar en matris med goda materialegenskaper med avseende på styvhet och brottgräns, dock utan möjlighet till återvinning. En fördel under tillverkning är dess låga viskositet som minskar risken för bildning av luftbubblor i materialet som försämrar kompositens prestanda [9]. Då polymerer av denna typ påbörjar en irriversibel härdprocess vid rumstemperatur måste dessa förvaras kallt innan planerad konstruktion [7].

Termoplaster är till en början i fast form och appliceras i kompositen genom

att de värms upp och smälts så att de sedan kan formas och bindas till

fibrerna. En fördel med termoplaster är att de kan återanvändas för tillverkning

av nya produkter (beroende på typ av termoplast). Dessutom kan de enkelt

förvaras i rumstemperatur innan de smälts ner för konstruktion. Nackdelen med

termoplaster är att de generellt är dyrare och har en sämre förmåga att stå

emot värme. [7] Dessutom tenderar termoplaster anta en högre viskositet i smält

tillstånd jämfört med härdplaster, som tidigare nämnt ökar då risken för sämre

prestanda.

2.3.2 Tekniker

I detta projekt kommer tillverkningsmetoder för härdplaster att undersökas.

En jämförelse mellan de vanligaste sätten att konstruera en sandwich­komposit i härdplast har genomförts. Dessa inkuderar ’Wet lay­up’, ’Prepreg lay­up’,

’Adhesive bonding’ samt ’Liquid moulding’. Sammanfattningar av respektive metod följer nedan.

Wet Lay­Up

’Wet lay­up’ är en metod som har använts länge för att tillverka kompositer. Fibrer läggs upp i en ensidig form som är täckt med ett släppmedel för att den härdade kompositen ska kunna separeras från formen. Matrisen fördelas därefter över fibrerna och arbetas in med hjälp av en roller, se Figur 2.10. Vid tillverkning av en sandwichpanel kan fibrerna läggas upp direkt på kärnmaterialet och bearbetas för att fästa kompositen. I detta fall kan kärnan behöva förbehandlas med samma typ av matris för kunna fästa så bra som möjligt.

Figur 2.10: Wet lay­up: Matris hälls över fibrerna i en form och jämnas ut med en roller.

Fördelarna med att tillverka med denna metod är att den inte kräver större

investeringar då ingen avancerad utrustning krävs under processen. Dessutom är

metoden pålitlig då man ofta använder matriser som härdar i rumstemperatur

och inte kräver uppvärmning eller trycksättning. Nackdelen med metoden är

hälsoproblemen som uppstår på grund av att matrisen är exponerad under

tillverkningen[8]. Kompositer tillverkade genom wet lay­up tenderar att erhålla

sämre mekaniska egenskaper än övriga metoder som presenteras i detta kapitel

då metoden ökar risken för ojämnheter i matrisen.

Prepreg

Inom flygindustrin eller andra områden som ställer högre krav på material brukar så kallade Prepreg­kompositer (från engelskans Pre­impregnated) användas.

Dessa är fibermattor förimpregnerade med matrisen istället för att den appliceras på obehandlade fibrer. Lager av prepregs läggs upp i en form och förseglas med en vakuumpåse. Därefter härdas kompositen genom att kontrollera tryck och temperatur så att tvärbindningen sker på önskat sätt. En autoklav (en typ av ugn) kan behövas under härdningsprocessen. De förimpregnerade fibermattorna kan också appliceras direkt på kärnmaterialet vid konstruktion av en sandwichkomposit. Fördelen med att använda prepregs är den låga risken för att skapa tomrum mellan fibrerna då de har förbehandlats för att motverka detta. Detta skapar kompositer med goda mekaniska egenskaper samt låg risk för ojämnheter. Då metoden är känsligare för variationer i tryck och temperatur krävs större investeringar i utrustning vilket driver upp kostnaden för tillverkning[8].

Adhesive bonding

Tidigare metoder öppnar för möjligheten att fästa kompositen direkt på kärnmaterialet för att skapa en sandwichstruktur. Ett alternativ till detta är att först tillverka ytskikten för att sedan fästa dem med lim på kärnan, se Figur 2.11.

Ytskikt förbehandlas genom att de slipas och rengörs för att sedan läggas upp tillsammans med lim och kärna. Ytskikt, lim och kärna förseglas i en vakuumpåse, värms och trycksätts för att reglera härdning av lim.

Figur 2.11: Adhesive bonding av sandwich med en kärna i ’Honeycomb’­struktur.

Separat tillverkning av kompositen kan resultera i ytskikt av högre kvalitet, dock kan delarna misslyckas att fästa vid varandra om geometriska skillnader uppstår mellan ytskikt och kärna. Denna process kan likt prepregs kräva högre materialkostnader[8].

Liquid moulding

Grundidén med liquid moulding (flytande gjutning på svenska) är att kärnan förseglas tillsammans med fibrer i en försluten form för att sedan pumpa in matrisen genom fiberuppläggningen samtidigt som luft sugs ut ur den förseglade formen. I sammanhanget av detta projekt kommer inga avancerade geometrier appliceras vid gjutning, alltså är det av intresse att jämföra övriga tekniker med vacuum­injection moulding vilket är en typ av liquid moulding i en ensidig form med vakuumpåse, se Figur 2.12. Matrisen kan härdas under vakuum i rumstemperatur.

Figur 2.12: Vacuum injection moulding

Likt ’Wet lay­up’ är denna metod kostnadseffektiv för korta produktionsserier

då den är okänslig för temperatur under tvärbindning vilket kräver mindre

investeringar i verktyg. Dessutom uppstår färre hälsorisker vid produktion

då matrisen introduceras till fibrerna i en försluten form vilket minimerar

exponering. Jämfört med prepregs får den resulterande kompositen inte lika goda

mekaniska egenskaper på grund av en högre risk för eventuella luftbubblor eller

tomrum i matrisen [8].

3 Metod

I detta kapitel beskrivs de metoder som tillämpats för att kunna producera en lätt bottenplatta. Majoriteten av beräkningarna har utförts i MATLAB och designprogram som Solid Edge har använts för att kontrollera geometrier samt placering av olika komponenter. I samråd med de andra undergrupperna inom Carbody har analyser kunnat avgränsats till ett område som tillåter oss att bidra till KTH Delsbo Electic Team.

3.1 Kravspecifikation

Kraven är delvis satta av inom gruppen Carbody samt tidigare krav som bestämdes i konceptstudien [5] och understudien [3]. Utöver detta har tävlingen ett regelverk [2] som måste tas i hänsyn till för att få delta. Vi fokuserar på de krav och regler som berör konstruktionen av botenplattan.

1. Bottenplattan ska bära 6 st passagerare.

Detta är det maximala antalet passagerare som får färdas i fordonet enligt tävlingens regler. I förstudien argumenteras det för att oavsett antalet passagerare måste fordonet vara utrustat med vissa energikonsumerande, men nödvändiga, komponenter (motor, växel, hjulaxlar etc). Genom att maximera antalet passagerare sprids energikonsumtionen så mycket som möjligt. Bottenplattan antas belastas med en total last av 340 kg. Denna last inkluderar sex passagerar samt övriga fordonskomponenter.

2. Säkerhetsfakor mot spänningar ska vara n = 2.

Detta var ett krav från ansvarig av KTH Delsbo Electric Team.

3. Bottenplattans bredd för inte överstiga 1.3 m.

Om bottenplattans bredd överstiger 1.357 m kommer den att interferera med

hjulen, något som syns i Figur 3.1.

Figur 3.1: Föreskrift BVF 586.20, Fritt utrymme utmed banan. Fordonsprofil F [mm]

4. Hjulaxlarna ska placeras ovanpå bottenplattan.

Anledningen till att placera hjulaxlarna ovanpå bottenplattan är för att sänka fordonets tyngpunkt samt minska luftmotstånd.

5. Hjulaxlarna ska placeras på ett sätt som ger bottenplattan lägst möjliga vikt samt bäst fordondynamiska egenskaper.

Viktoptimering kommer minska fordonets energiförbrukning och är ett återkommande tema i denna rapport. Från förstudien SD2230 görs en analys av hur axelavståndet påverkar fordonets dynamik med slutsats att jämn viktfördelning över båda axlarna är önskvärt.

6. Bottenplattan bör inte böjas ut mer än 3 mm.

Detta antogs grundat i att bottenplattan bör vara styv för att öka

köregenskaper samt bekvämlighet.

7. Fordonet ska vara bakhjulsdrivet.

Anledningen till detta beror på fordonsdynamsika skäll och nämns i koncept­ och understudien ([5] [3])

8. Materialen som appliceras i analyser bör finnas tillgängliga.

Även fast material med bättre egenskaper existerar bör hänsyn tas till att dessa kan vara för dyra eller svåra att införskaffa. Dessutom varierar svårigheten i att arbeta med olika material.

3.2 Sätesplacering

Från kapitel 3.1 är det bestämt att bottenplattan ska rymma sex passagerar samt att dess bredd inte får överstiga 1.3m. Notera att det inte finns något krav på fordonets längd samt hur passagerarna ska placeras. För att få en förståelse av hur mycket plats en passagerar tar utfördes ett fysisk experiment där en/flera personer placerades på ett golv. Därefter tejpades en ruta upp kring personen/personerna som sedan kunde mätas upp. Hur detta experiment såg ut och vilka mått som sattes visas i Figur 3.2 och 3.3.

Figur 3.2: Sittmetod 1 med måtten H = 90 cm, L = 75 cm, B = 75 cm och L ^∗ = 185

cm

Figur 3.3: Sittmetod 2 med måtten H = 90 cm, L = 85 cm och B = 50 cm.

Med de framtagna måtten kunde sedan fyra stycken olika designer av bottenplattan skapas. Även dessa tejpades upp på ett golv och mättes upp, se Figur 3.4 och 3.5 samt Tabell 3.1 för mått, notera även fordonets färdriktning X i Figur 3.5.

Figur 3.4: Olika geometriska former av

bottenplattan Figur 3.5: Designe E

Designerna A­D saknade alla plats för motor och styrenhet. Genom att använda

sittmetoden från Figur 3.2 kunde en ny design skapas som återfås i Figur 3.5 med

tillhörande mått i Tabell 3.1.

Design Längd [m] Bredd [m] Area[m ² ]

A 5.1 0.5 2.55

B 3.5 0.75 2.625

C 2.55 1 2.55

D 1.85 1.5 2.775

E 2.35 1.3 3.055

Tabell 3.1

3.3 Hjulaxelplacering

En analys av möjliga hjulaxeplaceringar gjordes med hjälp av en enkel skiss, Figur 3.6. Skissen visade var på bottenplattan hjulaxeln kunde placeras utan att interferera med passagerare eller säten. I kapitel 3.1 bestämdes det att hjulaxlarna skulle placeras på bottenplattans ovansida och blev därför en fara för passagerarna då en roterande axeln kan orsaka skador. Enligt tävlingens regler [2]

måste passagerarna skyddas från fordonets rörliga komponenter som kan utgöra fara. Detta löstes genom att placera en skyddskåpa över hjulaxlarna i form av en halv cylinder med bredden 15 cm. Skyddskåpan bör inte iterferera med varken säten eller passagerar. Passagerar bör även undvika att sitta på skyddskåpan då den dels riskeras att deformeras samt av komfortskäll. Med detta i åtanke har hjulaxeln tre möjliga placeringar: bakom sätet, genom sätet eller framför sittytan.

Figur 3.6: Möjliga hjulaxelplaceringar på bottenplattan, vy i profil.

förskjuta i förhållande till den andra. Detta begränsade de ytor där hjulaxlarna kunde placeras till fem stycken, numrerade 1­5 i Figur. 3.7

Figur 3.7: Möjliga hjulaxelplaceringar på bottenplattan, vy ovanför. X indikerar fordonets färdriktning

Enligt kravspecifikationerna i kapitel 3.1 skall fordonet vara bakhjulsdrivet. Det är därför önskvärt att placera bakaxeln i närheten av motorn för att minska energiförluster då dragkraften från motorn ska överföras till hjulaxeln. Att placera bakaxeln vid position 1 hade lett till komplikationer då axeln är utrustad med ett kugghjul som hade kolliderat med fordonets kåpa. Den enda rimliga placeringen för bakaxeln blev därför på plats 2.

Med bakaxeln placerad vid position 2 lämnar tre möjliga placeringar för

framaxeln, 3­5. Enligt kravspcifikationerna skulle vikten distribueras jämnt över

hjulaxlarna för bästa fordonsdynamiska egenskaper. Avståndet mellan placering

2 och 3 är endast 0.59m. Denna konstellation av axelplacering hade lett till

en ojämnt fördelad belastning på axlarna samt att det korta axelavståndet

hade resulterat i instabila fordonsdynamiska egenskaper. Utan vidare analys

förkastades därför alternativet då framaxeln placeras på position 3. Framaxeln

kunde då placeras antingen på position 4 eller 5. För att kunna ta detta

beslut krävdes en mer ingående analys kring hur framaxelns placering påverkar

bottenplattans vikt.

3.4 Lastfall

Med sätes­ och axelplaceringarna från kapitel 3.2 och 3.3 kunde ett lastfall ställas upp enligt Figur 3.8. Kraften F beräknas enligt F = mg där massan m motsvarar sex passagerar på 300 kg samt en vikten av fordonets resterande komponenter som uppskattas till 40 kg [5].

Figur 3.8: Laster på bottenplatta. Där F = mg och m = 340 kg.

För att kunna analysera vad passagerarnas belastning hade på bottenplattan krävdes en förenkling av lastfallet från Figur 3.8. Genom att förenkla plattan till en balk kunde ekvationerna från kapitel implementeras.

Figur 3.9

I Figur 3.9 visas bottenplattan i profil tillsammans med

de möjliga hjulaxelplaceringarna. Detta ihop med de möjliga axelplaceringarna

från kapitel 3.3 och lastfallet från Figur 3.8 kunde till sist förenklas till en fritt

upplagd balk. Figur 3.10 visar lastfallet då framaxeln placeras på position 4 och

Figur 3.11 visar lastfallet då framaxlen placeras på position 5.

Figur 3.10: Lastfall 1, [mm]

Figur 3.11: Lastfall 2, [mm]

3.5 Materialval och Kompositstruktur

Enligt problemformuleringen och målet att konstruera en så lätt bottenplatta som möjligt valdes komposit­ och kärnmaterial med avsikt att skapa en struktur med hög specifik styrka och specifik styvhet, alltså materialegenskap per densitet. De så kallade specifika egenskaperna är mer intressanta då de är ett mått på hur materialen beter sig i förhållande till den resulterande vikten. Med tillgänglighet och kostnad i åtanke samt på handledares rekommendation valdes de redovisade materialen i Tabell 3.2.

Materialtyp Produkt ρ [ _m ^kg 2 ] E [MPa] G [MPa] σ ˆ [MPa]

Matris DION 9100­M800 1200 3400 ­ 78

Fibrer TORAYCA T700S 1800 230000 ­ 4900

Kärna Divinycell H100 100 130 35 1.6 (skjuv)

Tabell 3.2: Materialtabell. Se appendix för detaljerad data av valda material.

En studie av möjliga fördelningar av fiberriktningar genomfördes med hjälp av ekvationer och antaganden enligt 10%­regeln. Fyra typer av fiberriktningsfördelningar valdes för att undersöka hur skalfaktorn λ förändras.

Dessa presenteras i Tabell 3.3. Se kapitel 2.2.3 för definition av riktningen θ samt beräkning av λ x . Notera att x definieras som riktningen parallellt med fordonets färdriktning, se Figur 3.5.

θ 0 ^◦ 90 ^◦ −45 ^◦ +45 ^◦ Alt. 1 70% 10% 10% 10%

Alt. 2 25% 25% 25% 25%

Alt. 3 10% 10% 40% 40%

Alt. 4 80% 0% 10% 10%

Tabell 3.3: Fyra undersökta kombinationer av hur fibrer i ett laminat kan fördelas

i olika riktningar, se sektion . Procentvärdena i tabellen representerar hur stor

andel av fibrerna som har lagts upp i respektive riktning.

3.6 Viktoptimering & Implementation i MATLAB

Vid beräkning av hur olika kärn­ och ytskiktstjocklekar påverkar bottenplattans ytdensitet behövde problemet appliceras i MATLAB i form av en funktion som beräknar utböjningar och spänningar i plattan med givna materialdata samt yt­ och kärndimensioner (t _f och t _c ). Med denna kan en bild av hur spännings­ och utböjningskraven beror av tjocklekarna över större intervall skapas. För att beräkna de resulterande böjdeformationerna genom balken (som bottenplattan har approximerats som) appliceras givna ekvationer från Tabell 31.1 (Elementarfall 1) och 31.2 (Elementarfall 1 och 2) ur Handbok och formelsamling i Hållfasthetslära [1]. I dessa beräkningar ersätts böjstyvheten (EI) för balken med dess motsvarighet (D) från kapitel 2.1.1. Skjuvdeformationer beräknas genom ekvation (15) i kapitel 2.1.7. Kritiska spänningar beräknas med givna ekvationer ur kapitel 3.4 och 2.2. Plattans ytdensitet kan beräknas med de givna konstruktionsmaterialen i kapitel 1.3. Uttrycket för ytdensiteten (R) beror på ytskiktens tjocklek och densitet (t _f , ρ _f,tot ) samt kärnans tjocklek och densitet (t _c , ρ _c ), enligt ekv 23:

R = 2 · t f · ρ f,tot + t _c · ρ c (23) Denna funktion (ekv 23) kan representeras i form av nivåkurvor med vilka en direkt jämförelse kan göras med de krav som har bestämts för spänningar och deformationer. På detta sätt kan de ytskikts­ och kärntjocklekar som ger lägst ytdensitet identifieras.

3.7 Utvärdering av utböjningskrav

Med de optimerade tjocklekarna för ytskikt (t _f ) och kärna (t _c ) identifierade

framgick det att konstruktionen uppnår den maximalt tillåtna utböjningen innan

de maximalt tillåtna spänningarna. Styvheten blir därmed dimensionerande med

kravet på maximalt 3 mm utböjning, se kapitel 4. Det finns alltså utrymme för

att låta plattan deformeras mer innan den uppnår maximalt tillåtna spänningar

med säkerhetsfaktor. En fråga som uppstod i samband med detta var hur mycket

ytdensiteten skulle kunna minskas om en utböjning på mer än 3 mm tillåtes. En

analys med samma lastfall kapitel 3.4 som tidigare genomfördes med flera nya

utböjningskrav. De nya undersökta kraven sattes till 6, 9, 12 och 15 mm.

4 Resultat

Analyserade lastfall är bestämda enligt framtagna dimensioner i kapitel 3.3 och 3.4. Bottenplattans totallängd och bredd är L = 2.35 m respektive B = 1.3 m. De två analyserade lastfallen 1 och 2 är uppställda med ett axelavstånd på 1.18 m respektive 1.425 m. Krafter som verkar på bottenplattan har reducerats till punktkrafter som angriper vid infästningar av axlar samt sittplatser för passagerare. Applicerade material har valts enligt kapitel 3.5 med materialegenskaper givna i Tabell 3.2.

4.1 Kompositstruktur

I det analyserade lastfallen antas lasten främst verka längs med bottenplattans färdriktning. För det fallet är endast skalfaktorn λ ₁ av intresse vilket ger att Alternativ 4 i Tabell 4.1 bör appliceras för bästa styvhet och styrka. Då inga undersökningar av laster i övriga riktningar genom plattan har gjorts valdes istället Alternativ 1, med en högre skalfaktor λ ₂ , att användas i vidare beräkningar som en säkerhetsåtgärd.

Alt. 1 λ ₁ = 0.730 λ ₂ = 0.190 Alt. 2 λ 1 = 0.325 λ 2 = 0.325 Alt. 3 λ 1 = 0.190 λ 2 = 0.190 Alt. 4 λ 1 = 0.820 λ 2 = 0.100

Tabell 4.1: Skalfaktorer för de olika alternativen av fiberriktningsfördelningar.

Dessa anges både i den belastade riktningen (λ ₁ ) samt vinkelrätt mot denna (λ ₂ ).

Se kapitel 3.5 för detaljerad beskrivning av alternativ 1­4.

4.2 Optimerade dimensioner

Figur 4.1 och 4.2 representerar lastfall 1 och 2 och visar vid vilka kombinationer av

tjocklek på ytskikt och kärna som krävdes för att möta kraven för deformation och

spänningar. I plottarna representerar y­axeln kärnans tjocklek, x­axeln ytskiktes

tjocklek och de diagonala linjerna indikerar ytdensiteten och ökar med 0.5 kg per

linje från vänster till höger. De färgade kurvorna representerar maximal utböjning

(grön) och maximal spänning innan buckling uppstår (rödstreckad). För båda lastfallen kan det konstateras att bottenplattan är styvhetsdimensionerad. Den optimala ytdensiteten sker då den blå kurvan tangerar en ytdensitetslinje därifrån kan ytskikts­ och kärntjockleken avläsas från y­ och x­axlen. För båda lastfallen inträffar den optimala vikten då ytskiktet är tunnare än 1mm, vilket är för tunt för att kunna tillverka, se kapitel 3.5. Därför kommer resultatet ur plottarna för lastfall 1 och 2 väljas då ytskiktstjockleken är 1mm. Vikt och tjocklekar presenteras i en tabell tillhörande plottarna för respektive lastfall.

Figur 4.1: Ytskikt­ och kärnfall samt ytdensitet för lastfall 1

Optimal ytdensitet Tillverkningsmöjlig

Yttjocklek [mm] 0.45 1

Kärntjocklek [mm] 25 16

Ytdensitet [ _m ^kg 2 ] 3.9 4.5

Totalvikt [kg] 11.9 13.75

Tabell 4.2

Figur 4.2: Ytskikt­ och kärnfall samt ytdensitet för lastfall 2

Optimal ytdensitet Tillverkningsmöjlig

Yttjocklek [mm] 0.56 1

Kärntjocklek [mm] 32 23

Ytdensitet [ _m ^kg 2 ] 4.8 5.2

Totalvikt [kg] 14.7 15.9

Tabell 4.3

4.3 Utvärdering av utböjningskrav

Genom att låta bottenplatta få böjas ut mer än 3 mm kunde följande resultat

för optimal ytdensitet beräknas för utböjning 6, 9, 12 och 15 mm. Resultaten

presenteras i Tabell 4.4 samt Figur 4.3 där y­axlen indikerar ytdensitet och x­axeln

maximal tillåten utböjning.

Figur 4.3: Optimal ytdensitet för nya utböjningskrav

Utböjning [mm] Lastfall 1 [kg] Lastfall 2 [kg]

3 4.5 5.2

6 4 4.5

9 3.8 4.1

12 3.6 3.9

15 3.55 3.8

Tabell 4.4: Optimal ytdensitet för nya utböjningskrav

5 Slutsats

I detta projekt har ett dimensioneringsunderlag samt kravspecifikation tagits fram för en sandwich­bottenplatta i kolfiberkomposit. Dimensionering har genomförts med målet att minimera vikt. Enligt givna och bestämda krav på säkerhet och generella dimensioner kan rälsfordonets bottenplatta konstrueras som en sandwichkompositpanel med ett avstånd mellan axelupphängningar på 1180 mm. Sandwichplattans optimala ytskiktstjocklek och kärntjocklek är t _f = 1 mm respektive t _c = 18 mm. Ytskiktet utgörs av en kolfiberkomposit med en 50%­50% fördelning av matris och fibrer. Valda material är kolfiber (TORAYCA T700S), epoxybaserad vinylester­matris (DION 9100­M800) samt kärnmaterial i PVC­skum (Divinycell H100). Detta resulterar i att bottenplattans totalvikt blir 13.75 kg.

Produktion av bottenplattan kan genomföras med hjälp av flertalet metoder beskrivna i kapitel 2.3. Vacuum­injection moulding anses som lämpligast med hänsyn till att metoden inte kräver större inversteringar i utrustning samt är relativt okänslig för variationer i tryck och temperatur. Det färdiga fordonet avses att köras med ett fåtal gånger, alltså färre lastcykler, vilket ställer lägre krav på kvalitet av fiberimpregnering. En ytterligare förddel är den begränsade exponeringen av kemikalier under tillverkning.

5.1 Diskussion

Under arbetets gång har ett antal antaganden behövts göras för att förenkla

analyser och upprätthålla tidsplanering. Detta resulterar i att de beräkningar

och analyser som gjorts ger utrymme för förbättring. En faktor som påverkade

arbetet var hur beräkningar av spänningar och deformationer implementerades

i MATLAB. Större intervall av undersökta kombinationer av ytskikts­ och

kärntjocklekar krävde långa beräkningstider om en hög upplösning skulle

vidhållas. Detta är troligtvis resultatet av en suboptimalt konstruerad kod med

potential för förbättring. Då beräkningar av deformationer och spänningar har

genomförts med plattan approximerad som en sandwichbalk saknas utförlig

analys (i till exempel ANSYS) av hur hela bottenplattan skulle bete sig under mer

gör plats för diverse komponenter på bakaxeln har diskuterats under projektets gång. Med en FEM­analys kan det undersökas hur spänningar och deformationer skulle förändras ifall man införde utskurna sektioner i plattan. Dessa typer av konstruktioner har undvikits då ingrepp av den storleken utan vidare analys skulle skapa spänningskoncentrationer med risk för haveri.

Materialvalen har främst styrts av mekaniska egenskaper, tillhörande tillverkningsmetod samt tillgänglighet. Valet att använda en härdplast som matris gör att bottenplattan inte kommer gå att återvinna. I detta sammanhang är detta ett relativt litet problem då endast en fordonsprototyp kommer tillverkas vilket gör att produktionen kommer kräva relativt lite råmaterial. I en kontext där större serier av fordon tillverkas kan det vara lämpligt att istället applicera en termoplast i kompositen vilket skulle göra återvinning möjligt.

5.2 Framtida arbete

Det optimala resultatet är delvis en produkt av det bestämda styvhetskravet som innebär att bottenplattan maximalt får deformeras 3 mm. I vidare utveckling och konstruktion av KTH:s tävlingsfordon bör styvhetskravet utvärderas då bottenplattans ytdensitet kan reduceras från 4.5 _m ^kg ₂ till 3.55 _m ^kg ₂ om en maximal utböjning på 15 mm tillåtes, detta reducerar totalvikten med cirka 2.9 kg.

Forddonsdynamiska analyser har inte genomförts i detta arbete. Avståndet mellan

hjulaxlarna är en parameter som påverka fordonets beteende under färd. De två

undersökta lastfallen har endast jämförts med avseende på vilken av dem som

ger lägsta resulterande totalvikt. I vidare arbete bör dessa lastfall analyseras med

avseende på forddonsdynamiska egenskaper.

Referenser

[1] Alfredsson, Bo. Handbok och formelsamling i Hållfasthetslära ­ Elfte omarbetade upplagan. Institutionen för hållfasthetslära KTH, 2016.

[2] Delsbo, Electric. Delsbo Electric: Regler 2021. URL: https : / / www . delsboelectric.se/regler2021. (hämtat: 07.05.2021).

[3] Holmström Praesto, Gaston. “Delsbo Electric: Dynamic Analysis of a Rail Vehicle with High Energy Efficiency ­ SD2230– Vehicle Dynamics Project Course Part 2”. I: (2021).

[4] Hull, D. och Clyne, T. W. An Introduction to Composite Materials ­ 2nd ed.

Press Syndicate of the University of Cambridge, 1996. ISBN: 0 521 38190 8.

[5] P. Geiberger, G. Holmström Praesto och Aravindababu, S.R. “Delsbo Electric: Concept design for a rail vehicle with high energy efficiency ­ SD2229 – Vehicle Dynamics Project Course Part 1”. I: (2020).

[6] UIC, I. E. Agency och. Railway handbook 2012 energy consumption and co2 emissions. URL: https://www.uic.org/com/IMG/pdf/iea-uic_2012final- lr.pdf. (hämtad: 07.05.2021).

[7] Venables, John D. Materials science. URL: https://www.britannica.com/

technology/materials-science. (hämtad: 20.05.2021).

[8] Zenkert, Dan. An introduction to Sandwich Structures, Student edition.

KTH, Skolan för teknikvetenskap (SCI), 1995.

[9] Åström, B. Tomas. Manufacturing of Polymer Composites. Nelson Thornes

Ltd, 2002. ISBN: 13: 978­0­7487­7076­2.

Appendix

Highest strength, standard modulus fiber available with excellent processing

characteristics for filament winding and prepreg. This never twisted fiber is used in high tensile applications like pressure vessels, recreational, and industrial.

F I B E R P R O P E R T I E S

E n g lis h M e t r ic Te s t M e t h o d

Te n s ile St r e n g t h 7 11 k s i 4 , 9 0 0 M P a T Y- 0 3 0 B - 0 1

Te n s ile M o d u lu s 3 3 . 4 M s i 2 3 0 G P a T Y- 0 3 0 B - 0 1

St r a in 2 . 1 % 2 . 1 % T Y- 0 3 0 B - 0 1

D e n s it y 0 . 0 6 5 lb s / in ³ 1. 8 0 g / c m ³ T Y- 0 3 0 B - 0 2

F ila m e n t D ia m e t e r 2 . 8 E - 0 4 in . 7 µ m

Y ie ld 6 K 3 , 7 2 4 f t / lb s 4 0 0 g / 10 0 0 m T Y- 0 3 0 B - 0 3

12 K 1, 8 6 2 f t / lb s 8 0 0 g / 10 0 0 m T Y- 0 3 0 B - 0 3

2 4 K 9 0 3 f t / lb s 1, 6 5 0 g / 10 0 0 m T Y- 0 3 0 B - 0 3

Siz in g Ty p e 5 0 C 1. 0 % T Y- 0 3 0 B - 0 5

& A m o u n t 6 0 E 0 . 3 % T Y- 0 3 0 B - 0 5

F 0 E 0 . 7 % T Y- 0 3 0 B - 0 5

Tw is t N e v e r t w is t e d

F U N C T I O N A L P R O P E R T I E S

C T E - 0 . 3 8 α⋅10 ^{- 6} / ˚C

Sp e c if ic H e a t 0 . 18 C a l/ g ⋅˚C

T h e r m a l C o n d u c t iv it y 0 . 0 2 2 4 C a l/ c m ⋅s ⋅˚C

E le c t r ic R e s is t iv it y 1. 6 x 10 ^{- 3} Ω⋅c m

C h e m ic a l C o m p o s it io n : C a r b o n 9 3 %

N a + K <5 0 p p m

C O M P O S I T E P R O P E R T I E S *

Te n s ile St r e n g t h 3 7 0 k s i 2 , 5 5 0 M P a A ST M D - 3 0 3 9

Te n s ile M o d u lu s 2 0 . 0 M s i 13 5 G P a A ST M D - 3 0 3 9

Te n s ile St r a in 1. 7 % 1. 7 % A ST M D - 3 0 3 9

C o m p r e s s iv e St r e n g t h 2 15 k s i 1, 4 7 0 M P a A ST M D - 6 9 5

F le x u r a l St r e n g t h 2 4 5 k s i 1, 6 7 0 M P a A ST M D - 7 9 0

F le x u r a l M o d u lu s 17 . 5 M s i 12 0 G P a A ST M D - 7 9 0

IL SS 13 k s i 9 k g f / m m ² A ST M D - 2 3 4 4

9 0 ˚ Te n s ile St r e n g t h 10 . 0 k s i 6 9 M P a A ST M D - 3 0 3 9

* Tor ay 250˚F Epoxy Resi n. Nor mal i zed t o 60% f i ber vol ume.

®

T700S ^{DATA SHEET}

TECHNICAL DATA SHEET

No. CFA-005

T O R A Y C A R B O N F I B E R S A M E R I C A , I N C .

6 Hut t on Cent r e Dr i ve, Sui t e #1270, Sant a Ana, CA 92707 TEL: (714) 431- 2320 FAX: (714) 424- 0750

P A C K A G I N G

The table below summarizes the tow sizes, twists, sizing types, and packaging available for standard material. Other bobbin sizes may be available on a limited basis.

B o b b in Sp o o ls Case

To w N e t B o b b in B o b b in Size (m m ) p e r N e t

Size s Tw ist ¹ Sizing W e ig ht Typ e ² _{a b c d e} Case W e ig ht

(kg ) (kg )

6 K C 5 0 C 2 .0 I I I 76.5 82.5 2 8 0 14 0 2 5 2 12 2 4

C 5 0 C 6 .0 I I I 76.5 82.5 2 8 0 2 0 0 2 5 2 4 2 4

12 K C 6 0 E 6 .0 I I I 76.5 82.5 2 8 0 2 0 0 2 5 2 4 2 4

C F0 E 6 .0 I I I 76.5 82.5 2 8 0 2 0 0 2 5 2 4 2 4

C 5 0 C 6 .0 I I I 76.5 82.5 2 8 0 2 0 0 2 5 2 4 2 4

2 4 K C 6 0 E 6 .0 I I I 76.5 82.5 2 8 0 2 0 0 2 5 2 4 2 4

C F0 E 6 .0 I I I 76.5 82.5 2 8 0 2 0 0 2 5 2 4 2 4

1 Tw is t A: Tw iste d yarn B : Untw iste d yarn m ad e fro m a tw iste d yarn thro ug h an untw isting p ro c e ss C: N e ve r tw iste d yarn 2 B o b b in Typ e See Diag ram b elo w

T Y P E I ^{T Y P E} I I ^{T Y P E} I I I

C O M P O S I T E P R O P E R T I E S * *

Te n s ile St r e n g t h 3 5 5 k s i 2 , 4 5 0 M P a A ST M D - 3 0 3 9

Te n s ile M o d u lu s 18 . 0 M s i 12 5 G P a A ST M D - 3 0 3 9

Te n s ile St r a in 1. 7 % 1. 7 % A ST M D - 3 0 3 9

C o m p r e s s iv e St r e n g t h 2 3 0 k s i 1, 5 7 0 M P a A ST M D - 6 9 5

C o m p r e s s iv e M o d u lu s - - - M s i - - - G P a A ST M D - 6 9 5

In - P la n e Sh e a r St r e n g t h 14 k s i 9 8 M P a A ST M D - 3 5 18

IL SS 15 . 5 k s i 11 k g f / m m ² A ST M D - 2 3 4 4

9 0 ˚ Te n s ile St r e n g t h 10 . 0 k s i 7 0 M P a A ST M D - 3 0 3 9

** Toray Semi-Toughened 350˚F Epoxy Resin. Normalized to 60% fiber volume.

See Section 4 for Safety & Handling information. The above properties do not constitute any warranty or guarantee of values.

These values are for material selection purposes only. For applications requiring guaranteed values, contact our sales and technical team to establish a material specification document.

T700S

Divinycell H provides excellent mechanical properties to low weight.

The unique IPN chemical structure, yields impressive mechanical performance to a low weight. Divinycell H has been widely used and has a proven track record in virtually every application area where sandwich composites are employed including the marine (leisure, military and commercial), land transportation, wind energy, civil engineering/infrastructure and general industrial markets.

Divinycell H is ideal for applications subject to fatigue, slamming or impact loads. Other key features of Divinycell H include consistent high quality, excellent adhesion/peel strength, excellent chemical resistance, low water absorption and good thermal/acoustic insulation. Divinycell H is compatible with virtually all commonly used resin and manufacturing systems.

The high performance sandwich core

• Low water absorption

• Superior damage tolerance

• Fast and easy to process

• Good chemical resistance

• Excellent fatigue properties

• Low resin uptake

• Wide range of properties

• Provides excellent mechanical

properties to a low weight

Product Characteristics

Technical Data

diabgroup.com

Mechanical properties Divinycell

H

Property Test Procedure Unit H35 H45 H60 H80 H100 H130 H160 H200 H250

Compressive Strength

ASTM D 1621 MPa Nominal 0.5 0.6 0.9 1.4 2.0 3.0 3.4 5.4 7.2

Minimum 0.3 0.5 0.7 1.15 1.65 2.4 2.8 4.5 6.1

Compressive Modulus

ASTM D1621-B-73 MPa Nominal 40 50 70 90 135 170 200 310 400

Minimum 29 45 60 80 115 145 175 265 350

Tensile Strength

ASTM D 1623 MPa Nominal 1.0 1.4 1.8 2.5 3.5 4.8 5.4 7.1 9.2

Minimum 0.8 1.1 1.5 2.2 2.5 3.5 4.0 6.3 8.0

Tensile Modulus

ASTM D 1623 MPa Nominal 49 55 75 95 130 175 205 250 320

Minimum 37 45 57 85 105 135 160 210 260

Shear Strength ASTM C 273 MPa Nominal 0.4 0.56 0.76 1.15 1.6 2.2 2.6 3.5 4.5

Minimum 0.3 0.46 0.63 0.95 1.4 1.9 2.2 3.2 3.9

Shear Modulus ASTM C 273 MPa Nominal 12 15 20 27 35 50 60 73 97

Minimum 9 12 16 23 28 40 50 65 81

Shear Strain ASTM C 273 % Nominal 9 12 20 30 40 40 40 45 45

Density ISO 845 kg/m

Nominal 38 48 60 80 100 130 160 200 250

All values measured at +23°C

1. Properties measured perpendicular to the plane

Nominal value is an average value of a mechanical property at a nominal density

Minimum value is a minimum guaranteed mechanical property a material has independently of density

1 (2)

CERTIFIED BY

MARITIME

Divinycell H is type approved by:

Continuous operating temperature is typically -200ºC to +70ºC. The foam can be used in sandwich structures, for outdoor exposure, with external skin temperatures up to +85ºC. For optimal design of applications used in high operating temperatures in combination with continuous load, please contact Diab Technical Services for detailed design instructions.

Maximum processing temperature is dependent on time, pressure and process conditions. Therefore users are advised to contact Diab Technical Services to confirm that Divinycell H is compatible with their particular processing parameters.

Disclaimer:

This data sheet may be subject to revision and changes due to development and changes of the material. The data is derived from tests and experience. If not stated as minimum values, the data is average data and should be treated as such. Calculations should be verified by actual tests. The data is furnished without liability for the company and does not constitute a warranty or representation in respect of the material or its use. The company reserves the right to re- lease new data sheets in replacement.

All content in this publication is protected by international copyright laws. Copyright © Diab July 2017.

Diab Group Box 201 312 22 Laholm, Sweden Phone: +46 (0)430 163 00 E-mail: info@se.diabgroup.com Issued: July 2017 Doc No: H Jul 2017 rev17 SI

diabgroup.com

Technical Characteristics Divinycell

H

Physical characteristics

Characteristics

Unit H35 H45 H60 H80 H100 H130 H160 H200 H250 Test method

Density variation % -10%/+20% ± 10 ± 10 ± 10 ± 10 ± 10 ± 10 ± 10 ± 10 -

Thermal conductivity

W/(m-K) 0.028 0.028 0.029 0.031 0.033 0.036 0.040 0.044 0.049 EN 12667

Coeff, linear heat expansion x10

/°C 40 40 40 40 40 40 40 40 40 ISO 4897

Heat Distortion Temperature °C +125 +125 +125 +125 +125 +125 +125 +125 +125 DIN 53424

Continous temp range °C -200/+70 -200/+70 -200/+70 -200/+70 -200/+70 -200/+70 -200/+70 -200/+70 -200/+70 -

Max process temp °C +90 +90 +90 +90 +110 +110 +110 +110 +110 -

Dissipation factor - 0.0001 0.0002 0.0003 0.0005 0.0006 0.0009 0.0012 0.0015 0.0019 ASTM D 2520

Dielectric constant - 1.04 1.05 1.06 1.09 1.11 1.15 1.18 1.23 1.29 ASTM D 2520

Poissons ratio

- 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4 D638-08

Format Unit H35 H45 H60 H80 H100 H130 H160 H200 H250

Plain sheets Length mm 2650 2440 2440 2440 2160 1960 1860 1730 1640

Width mm 1250 1220 1220 1220 1070 970 915 850 800

GS sheet Length mm 1250 1220 1220 1220 1080 980 930 865 -

Width mm 883 813 813 813 1070 970 915 850 -

GS sheet Length mm 1250 1220 1220 1220 - - - - -

Width mm 1250 1220 1220 1220 - - - - -

1. Typical values

2. Thermal conductivity at +20°C 3. Standard deviation is 0.045

2 (2)

Technical Characteristics