Analisi ed ottimizzazione strutturale della traversa mobile in materiale composito per una macchina di taglio laser
*M. Callegaro, **E. Mangiaracina , *M. Quaresimin
*Dipartimento di Tecnica e Gestione dei sistemi industriali - Università di Padova Stradella S.Nicola 3 - 36100 VICENZA e-mail: marino.quaresimin@unipd.it
** Salvagnini S.p.A., Via Monticello di Fara 42, 36040 Sarego (Vicenza)
INTRODUZIONE
Nel settore delle macchine per taglio laser ad alta dinamica, l’esigenza di abbinare velocità e precisione spinge sempre di più i produttori a valutare il possibile utilizzo di materiali non convenzionali, in grado cioè di abbinare alta rigidezza e resistenza a densità inferiori a quelle dei consueti materiali da costruzione. I materiali compositi avanzati a matrice polimerica e le relative strutture sandwich rappresentano i candidati ideali per queste applicazioni grazie alle loro elevatissime caratteristiche di rigidezza e resistenza specifiche.
Le strutture sandwich realizzate in materiale composito a matrice polimerica forniscono caratteristiche meccaniche molto elevate a fronte di pesi estremamente contenuti: la loro applicazione a macchine ad alta dinamica può portare a significativi miglioramenti prestazionali per effetto della maggiore rigidezza specifica e delle migliori proprietà smorzanti.
Il lavoro presenta i risultati dello studio di fattibilità eseguito su un componente strutturale, la traversa mobile, da realizzare in struttura sandwich di materiale composito per una possibile applicazione sulla macchina di taglio laser “L2”, prodotta dall’azienda Salvagnini S.p.A.. Lo studio è stato svolto nell'ambito di una collaborazione tra Salvagnini S.p.a. e il Dipartimento di Tecnica e Gestione dei sistemi industriali dell'Università di Padova.
La macchina per taglio laser L2, già presentata in maniera estesa in un precedente numero della rivista [1], è caratterizzata da prestazioni dinamiche di assoluto valore: l’utilizzo di motori lineari permette accelerazioni di 20 m/s2 e velocità massime di 150 m/min. Le conseguenti forze di inerzia sollecitano la struttura meccanica della macchina provocando deformazioni, che durante il funzionamento dinamico devono essere contenute per poter garantire la precisione delle traiettorie di taglio. Poiché la attuale traversa mobile realizzata in acciaio costituisce circa il 50% di tutte le masse traslanti, la riduzione del suo peso a parità di rigidezza, mediante l’utilizzo dei materiali compositi, consentirebbe una diminuzione significativa delle forze d'inerzia agenti sulla struttura garantendo una maggiore precisione, un aumento delle prestazioni e un innalzamento delle frequenze proprie della struttura. Un ulteriore vantaggio legato all'utilizzo dei compositi a matrice polimerica deriva dalle elevate proprietà smorzanti, assai maggiori rispetto all'acciaio, che consentono una attenuazione di eventuali fenomeni di risonanza della traversa e la riduzione dei transitori dinamici.
Figura 1: struttura della macchina di taglio L2
Con riferimento all'attività svolta, dopo la definizione di una geometria preliminare e semplificata della nuova traversa, è stato analizzato, medianti analisi agli elementi finiti, il suo comportamento strutturale in termini di rigidezza, analizzando numerose geometrie e soluzioni progettuali alternative e valutando in maniera estesa l'influenza sulle prestazioni delle caratteristiche elastiche dei materiali utilizzabili nella realizzazione del componente.
Individuata la soluzione costruttiva più adatta, è stato realizzato un modello definitivo sul quale è stata operata una ottimizzazione strutturale finalizzata a migliorare le proprietà di rigidezza specifica e la risposta dinamica del componente, fissando come parametri di riferimento le prestazioni dell'attuale traversa in acciaio.
MODELLAZIONE E METODOLOGIA DI ANALISI
Definizione della geometria preliminare
Per evitare interventi di modifica alla struttura generale della macchina, la definizione della geometria della nuova traversa è stata effettuata considerando i vincoli geometrici e funzionali derivanti dal collegamento alla trave centrale della macchina e dai componenti collegati; per massimizzare l'inerzia geometrica del componente è stato poi sfruttato tutto lo spazio disponibile all'interno della macchina al di sopra del piano di taglio.
Z
X Y
7090 2540
2410
I vincoli di tipo geometrico che la traversa deve rispettare derivano dalla posizione e ingombro dei suoi principali componenti funzionali di figura 4.1, ovvero:
• Il percorso ottico del fascio laser, quindi la posizione e dimensione dello specchio fisso e relativo supporto e dei soffietti di protezione.
• La guida dell’asse Y per il sostegno del carro Y completo di testa laser; essa funge da sede per il montaggio delle guide per i pattini di sostegno, della guida magnetica e della riga ottica per il trasduttore della posizione Y.
• L’ingombro del carro Y completo di testa laser e dello specchietto ad esso solidale.
• Il motore lineare dell’asse X (asse longitudinale macchina) e il relativo trasduttore di posizione;
• I pattini dell’asse X;
• La catena portacavi principale e il relativo supporto;
• La trave centrale portante;
• Il portellone anteriore della macchina e le altre protezioni.
Il volume utile per la realizzazione della traversa è rappresentato nella figura 2, sovrapposto all’attuale traversa.
Figura 2: traversa attuale e spazio disponibile per la modellazione geometrica
Il prototipo è stato modellato come unica parte in grado di collegare fisicamente le seguenti superfici:
• Superficie della guida per l’asse Y.
• Base di appoggio dei pattini per l’asse X.
• Sede per il motore lineare dell’asse X.
• Alloggiamento del supporto per catena portacavi.
• Sede per lo specchio solidale alla traversa.
rispettando tutti gli interassi e i diametri dei fori di fissaggio.
La modellazione geometrica è stata effettuata in ambiente Pro/Engineer 2000i2 mentre le analisi agli elementi finiti sono state eseguite utilizzando il codice Ansys 5.6.
La geometria preliminare definita per la nuova traversa è riportata in figura 3 mentre la soluzione costruttiva finale è riportata in figura 8: come si può facilmente notare la geometria preliminare è stata notevolmente semplificata (superfici prevalentemente piani e assenza di raccordi) per non appesantire eccessivamente le numerose analisi EF della fase preliminare; anche se dal punto di vista progettuale non è desiderato in quanto porta sicuramente a:
• Concentrazioni di tensione che inducono quindi elevate deformazioni locali, a scapito della rigidezza complessiva del componente.
• Problemi tecnologici connessi alla realizzazione del manufatto in materiale composito:
la particolare tecnologia impiegata per la produzione prevede la deposizione delle lamine su due semistampi; sia per le lamine che per gli stampi sussistono dei limiti fisici che impongono raggi minimi di curvatura adeguati.
Nella fase successiva si è dovuto inoltre studiare la geometria del componente in modo da consentirne lo sformo.
Altre semplificazioni della geometria, in questo caso a vantaggio del processo di costruzione, hanno riguardato l’eliminazione della sporgenza presente tra la sede del motore lineare e i pattini dell’asse X, e le due appendici laterali, in quanto ritenute poco utili per la rigidezza, oltre che di complessa realizzazione pratica.
Figura 3: modello preliminare della traversa
Le dimensione medie dei 10000 elementi shell del modello FEM finale sono pari a circa 25x25 mm, accettabili per l'analisi preliminare finalizzata a valutare la rigidezza globale di un componente di dimensioni complessive 2250 x 850 x 1100 mm.
Sporgenza nel tratto centrale
Appendici laterali
Figura 4: modello numerico preliminare della traversa Elemento MASS21 Vincoli sui
pattini
Traslazione longitudinale bloccata sul motore
Punto in cui si valuta lo spostamento
Z X
Y
Figura 5: modello numerico finale della traversa mobile
Il tipo di elemento utilizzato per il modello numerico ad elementi finiti è lo SHELL91, particolarmente indicato per la modellazione numerica di strutture sandwich in materiale composito costituite dalla sovrapposizione di più strati (lamine) di materiali diversi e con diversa orientazione. Vista la intrinseca complessità del comportamento delle strutture sandwich l'utilizzo di questa tipologia di elementi richiede comunque una adeguata conoscenza della loro risposta soprattutto al variare delle proprietà elastiche dei materiali costituenti.
Forza di attrazione magnetica ripartita sui fori (24 kN)
X Y
Z
Figura 6: elementi shell con assi locali allineati coerentemente
Particolare attenzione è stata posta nell’allineamento degli assi locali degli elementi shell, come in figura 10; questa è una fase importante per descrivere correttamente nel modello FEM la disposizione delle lamine, in quanto la direzione delle fibre è definita in base all’angolo da esse formato rispetto all’asse x locale di ciascun elemento; per la continuità della fibra è quindi necessaria la coerenza dei vari sistemi locali di coordinate.
Analoghe considerazioni valgono per la normale della superficie degli shell (assi z locali).
Per una più estesa trattazione del problema si rimanda il lettore alla referenza [2].
Materiali:
I materiali utilizzati per le pelli di cui sarà costituito il laminato sono i seguenti:
• W: Lamina di tessuto T300 con le seguenti caratteristiche [4]:
EL=60000 Mpa ET=60000 MPa EZ=6000 MPa
GLT=4000 Mpa GLZ=400 MPa GTZ=400 Mpa
νLT=0,04 ρ=1600 Kg/m3
• UD: Lamina con fibre unidirezionali con le seguenti caratteristiche [5]:
EL=138000 MPa ET=8960 MPa EZ=6000 MPa
GLT=7100 MPa GLZ=500 MPa GTZ=500 MPa
νLT=0,30 ρ=1600 Kg/m3
• M46J: Lamina unidirezionale ad alto modulo con le seguenti caratteristiche [5]:
EL=203000 MPa ET=11200 MPa EZ=6000 MPa
Asse x: nero Asse y: verde Asse z: blu
GLT=8400 MPa GLZ=500 MPa GTZ=500 MPa
νLT=0,32 ρ=1600 Kg/m3
Tali materiali accompagnano al crescere delle prestazioni un costo superiore.
Si ricorre inoltre all’impiego di riempitivi, in modo da ottenere un sandwich costituito dalle pelli esterne e da uno spessore centrale (core) di materiale a bassa densità; in questo modo la rigidezza e la resistenza aumentano notevolmente, con un incremento di peso decisamente minore rispetto a quello che si otterrebbe aumentando solo lo spessore delle pelli. I riempitivi impiegati per il core sono i seguenti:
• R: Rohacell71A. E’ una schiuma isotropa di POLIAMMIDE, facilmente lavorabile con macchine utensili ad alte velocità di taglio o con taglio ad ultrasuoni, in qualsiasi forma; le sue caratteristiche elastiche sono: [sito ROHM]
E=92 MPa G=30 Mpa ρ=70 Kg/m3
• H: honeycomb di alluminio; è costituito da un reticolo di lamierini d’alluminio, opportunamente sagomati e disposti con struttura a “nido d’ape”; possiede intrinseca flessibilità, in modo da copiare forme moderatamente arrotondate. La particolare geometria lo rende equivalente ad una lamina ortotropa con le seguenti caratteristiche: [sito Hexcel]
EL=10 MPa ET=10 MPa EZ=2125 MPa
GLT=1,5 MPa GLZ=365 MPa GTZ=290 MPa
νLT=0,47 νLZ=νTZ=0,005 ρ=75 Kg/m3
• A: alluminio. Viene impiegato nelle zone di collegamento dei pattini e della piastra del motore lineare; sono infatti fissati alla traversa mediante bulloni passanti, per cui è richiesta una buona resistenza a compressione del sandwich; inoltre i fori per i citati bulloni richiedono la piena continuità del materiale. Le caratteristiche dell’alluminio sono le seguenti:
E=70000 MPa G=26900 MPa ρ=2700 Kg/m3
Appare evidente come i materiali compositi permettano di modellare la struttura in modo da adattarla al compito che deve svolgere; variando tipologia, orientazione e spessore delle
lamine si riesce ad aumentare la rigidezza con molta maggiore libertà rispetto al tradizionale acciaio.
Modalità di carico e vincolo:
Per poter comprendere meglio le condizioni di vincolo e di carico adottate è opportuno analizzare brevemente le funzionalità della traversa mobile, rimandando per una descrizione più dettagliata alla referenza [1].
Carico sui pattini dovuto al peso Carico dovuto all’inerzia
della catena portacavi
Forza d’inerzia risultante dovuta alla massa propria della traversa mobile
Forza esercitata dal motore
Forza d’inerzia della testa laser lungo X
Forza d’inerzia della testa laser lungo Y
Figura 7: schema dei carichi agenti sulla traversa mobile
La traversa mobile scorre, per l'azione di un motore lineare, lungo la trave centrale della macchina (asse X in figura 1), mediante impiego di guide lineari e pattini a ricircolo di sfere; in maniera del tutto analoga, sulla traversa mobile scorre, su un'opportuna guida in direzione Y, la testa laser. La traversa è quindi sollecitata dal peso proprio e dalle azione inerziali dei vari componenti collegati, in particolar modo la guida dell'asse Y e la testa laser, che si sviluppano nel funzionamento della macchina in condizioni di “alta dinamica”, con accelerazioni sui tre assi fino a 20 m/s2; in particolar modo interessa l’accelerazione lungo l’asse X, in quanto appare la più influente sulla deformabilità della traversa e dunque sulla capacità dell’ugello della testa laser da essa supportata di seguire le traiettorie imposte dal programma di taglio.
Un altro carico importante è dovuto all’interazione magnetica tra il motore lineare e la relativa guida alloggiata sulla trave portante della macchina, che si manifesta come una notevole forza di attrazione, pari a 32000 N.
Modello FEM della traversa mobile
La struttura di base in materiale composito è stata modellata con elementi shell, con la normale opportunamente orientata e la superficie di riferimento definita come superficie esterna.
Il motore lineare e la relativa piastra di supporto sono stati modellati con elementi di tipo brick, rispettivamente in acciaio e alluminio.
Figura 8: modello numerico finale della traversa mobile
Questi due componenti non sollecitano col loro carico inerziale la traversa, in quanto ne costituiscono invece il vincolo alla traslazione; inoltre, apportano un certo contributo alla rigidezza, poiché irrigidiscono la struttura.
Masse delle guide y Masse dello
specchio
Supporto e masse della catena portacavi
Modello numerico della testa laser
Vincoli e masse dei pattini Motore lineare e piastra, con applicata la forza di 32000 N
X Y
Z
I componenti accessori, quali guide magnetiche e a ricircolo di sfere dell’asse y, pannelli di protezione, ecc, sono modellati con elementi mass, ovvero sono considerati come masse concentrate.
Per quanto riguarda i pattini dell’asse x, si trascura la loro cedevolezza elastica per semplicità di modellazione, considerandoli infinitamente rigidi, quindi vincolando le traslazioni nella direzione degli assi y e z e le rotazioni in corrispondenza del contorno dei fori di collegamento alla traversa.
L’ultimo grado di libertà della traversa, ossia la traslazione lungo l’asse X, è stato bloccato in corrispondenza del motore lineare.
I carichi applicati sono ancora dati dall’accelerazione massima lungo X di 20000 mm/s2 e lungo Z di 9810 mm/s2 (ossia l’accelerazione di gravità), oltre alla forza di 32000 N di attrazione tra il motore e la guida sulla trave centrale portante, diretta nel senso negativo dell’asse Z e suddivisa in 20 forze, applicate ai fori di collegamento della piastra di supporto sulla traversa.
Per quanto riguarda la testa laser, questa è stata modellata come struttura reticolare dotata di massa propria e vincolata alla traversa in corrispondenza dei pattini dell’asse y, in modo del tutto analogo ai vincoli applicati a quest’ultima.
Poiché la traversa è asimmetrica rispetto all’asse x, si è considerata la posizione estrema destra della testa laser, più lontana dai pattini e quindi causa di maggiori sollecitazioni e spostamenti della struttura.
In termini di analisi modale e dinamica, l’altra posizione da analizzare è stata quella più rigida, con maggiori frequenze proprie del sistema, con la testa posta in mezzeria della traversa, mentre nella realtà si avranno condizioni intermedie e quindi valori intermedi degli spostamenti e delle frequenze proprie.
Componenti di sollecitazione
Da un’osservazione qualitativa emerge come la traversa mobile sia sollecitata in generale a flessione sui tre piani coordinati e torsione attorno all’asse Y in seguito all’applicazione dell’accelerazione lungo l’asse X, secondo gli schemi di figura 12:
Figura 9: componenti generali di sollecitazione
Da questa considerazione è scaturita la scelta della disposizione delle lamine con fibre orientate generalmente a 0°,90° e +45/-45° , ovvero secondo le direzioni delle tensioni principali dovute alle componenti di sollecitazione osservate; con alcune analisi FEM è stato possibile concludere che nessuna delle quattro componenti è preponderante sulle altre; il metodo adottato è stato quello di eliminare, di volta in volta, le fibre parallele agli assi x,y o z, oppure quelle disposte a 45°, osservando la riduzione percentuale di rigidezza complessiva; poichè si sono ottenuti risultati pressochè simili nei quattro casi, si è giunti alla conclusione che nessuna componente di sollecitazione è risultata trascurabile o preponderante rispetto alle altre.
Analisi preliminari
Sul modello preliminare vengono condotte delle analisi comparative per valutare l’influenza delle diverse soluzioni costruttive in termini di rigidezza e peso della traversa; i parametri che vengono fatti variare sono il lay-up del laminato (materiali, spessori, orientazione dei ply) ed alcune caratteristiche geometriche, ovvero la presenza di centine di rinforzo e la loro disposizione, oltre alle dimensioni di alcune aperture ricavate sulla traversa, allo scopo di permettere l’accesso ai collegamenti bullonati con i pattini ed il motore lineare, o per inserire le centine all’interno della traversa stessa durante il processo di costruzione del manufatto (figure 10÷13).
Particolarmente in quest’ultimo caso si è ipotizzato di ricavare un’apertura su tutto il fondo del manufatto, studiandone l’effetto sulla struttura in termini di rigidezza e valutando l’efficienza di un coperchio in materiale composito incollato con adesivo strutturale nel ripristinare la continuità del componente.
Figura 10: aperture anteriori e disposizione delle centine
Figura 11: aperture posteriori
Aperture per il fissaggio dei pattini e del motore lineare Aperture per il
fissaggio dei pattini e del motore lineare
Centine
Figura 12: tipologie di aperture
Figura 13: disposizione delle centine verticali
Si sono quindi creati dei modelli FEM della traversa mobile e su di essi sono state condotte analisi comparative. In particolare si sono fissati come parametri da ottimizzare, lo spostamento nella zona di uscita del fascio laser in un modello FEM statico della sola
2 3 4 5
6 1
traversa, vincolato in corrispondenza dei pattini di guida sulle guide della trave centrale, imponendo una accelerazione di 20 [m/s2].
E’ stato cioè valutato lo spostamento “a regime” lungo x della testa laser rispetto alla posizione nominale durante il moto in rapido lungo l’asse x, che comporta un’accelerazione massima di 20 m/s2. Questo tipo di analisi è stata condotta come analisi strutturale statica nonostante si riferisse ad un problema inerziale, in analogia ad una struttura statica sollecitata dal proprio peso.
A conclusione del lavoro, dopo un analisi modale, si sono calcolate inoltre l’ampiezza e la frequenza di oscillazione nella medesima zona, in una analisi dinamica, imponendo un gradino di accelerazione di 0,2 s.
Figura 14 Gradino di accelerazione di 0,2 s
Si sono assunti come valori di riferimento quelli della struttura in acciaio attuale, desunti dalle analisi condotte in fase di sua progettazione.
I risultati sono stati parametrizzati in termini di massa, rigidezza assoluta e specifica, confrontando le varie soluzioni sulla base della variazione percentuale di queste grandezze rispetto a quelle riscontrate in una prima ipotesi realizzativa, andando di volta in volta a variare un solo parametro.
Per queste analisi di tipo statico (ossia inerziale), sono state applicate condizioni di vincolo e di carico del tutto analoghe a quelle viste per la traversa in acciaio elettrosaldato.
I parametri su cui si sono svolte le analisi sono i seguenti:
• Caratteristiche geometriche: si sono prese in considerazione 6 geometrie, la prima caratterizzata dall’assenza di centine e aperture, più 5 varianti rispettivamente con aperture laterali, sul fondo o posteriori, centine verticali ed orizzontali; un confronto è esemplificato in figura 16:
-100 -50 0 50 100 150
Aperture laterali
Apertura sul fondo
Aperture posteriori
Centine verticali
Centine orizzontali
Variazione % di rigidezza
1 2 3 4
Figura 15: confronto tra le differenti geometrie
• 3 differenti spessori del core, rispettivamente di 20,30 o 40 mm.
• 2 alternative per il materiale del core, costituito da honeycomb di alluminio oppure da schiuma.
• 3 diversi materiali per le pelli (tessuto bidirezionale, unidirezionale e unidirezionale ad alto modulo elastico)
• 3 diversi spessori complessivi per le pelli interne od esterne (2, 3 o 4mm).
0 20 40 60 80
1 2 3 4
Variazione % di rigidezza
Rohacell Honeycomb
Figura 16: confronto tra schiuma ed honeycomb di alluminio
per un totale di circa 150 configurazioni differenti del modello preliminare.
Si è notata una non linearità dei risultati per quanto riguarda il verso dell’accelerazione imposta, ovvero differenti valori assoluti dello spostamento della testa a seconda del verso;
tale non linearità è stata imputata alla forza peso e soprattutto all’attrazione magnetica esercitata sul motore lineare, di verso costante e indipendente dall’accelerazione.; per tale motivo si è svolta una comparazione dei due versi dell’accelerazione in modo da individuare quello più problematico.
Analisi successive
In base alle conclusioni delle analisi di sensitività, si è individuata la soluzione costruttiva del prototipo come da fig. 8.
In particolare, gli spigoli sono stati raccordati per evitare concentrazioni di tensione e per esigenze di laminazione (disposizione dei ply sulla superficie dello stampo usato per la costruzione della traversa) durante il processo produttivo.
Anche in questa seconda fase si sono svolte analisi comparative, in termini di
• 3 diverse geometrie, ovvero con fondo integro, aperto o richiuso con un coperchio.
• 3 spessori del core
• 6 diversi layup delle pelli
per un totale di 54 modelli analizzati.
Individuata la soluzione migliore nel modello così costruito, ovvero quella con massima rigidezza assoluta e minimo rapporto peso/rigidezza, si è proceduti ad un ottimizzazione strutturale, con interventi localizzati in termini di tipologia, orientazione e spessore delle lamine (fig.17). Questa tecnica consiste nell’individuare le zone più sollecitate e deformate, ed applicare localmente dei rinforzi con lamine ad alto modulo.
Figura 17: poche lamine ad alto modulo nella soluzione di primo tipo
A conclusione di questa fase si sono indivuate due soluzioni;
La prima rappresenta il miglior compromesso tra prestazioni e costi: l’impiego di lamine unidirezionali a modulo elevato (M46J) è volutamente limitato, a causa del loro costo elevato; la seconda permette l’ottenimento della massima rigidezza, con l’impiego di UD o di M46J in completa sostituzione del tessuto.
Rispetto alla soluzione attuale, il manipolatore in composito del primo tipo ha:
a) una riduzione del 38% della massa strutturale della traversa mobile e del 24,5%
della massa complessiva traslante a fronte di una riduzione della rigidezza del 23 % b) Riduzione dell’ampiezza di oscillazione e rapido smorzamento delle vibrazioni nei
transitori.
Risposta dinam ica con testa laser a destra
- 0,4 - 0,3 - 0,2 -0,1 0,0 0,1 0,2 0,3
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50
T e m p o [ s]
Acciaio Composit o M46J
Figura 18:
c) Eliminazione di alcune frequenze di risonanza e minore ampiezza di oscillazione in corrispondenza delle frequenze proprie del sistema.
Risposta arm onica con testa laser a destra
0 2 4 6 8 10 12
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200
F r e q u e n z a [ H z ]
Acciaio Composit o M46J
Figura 19
Gli ultimi due vantaggi derivano dal coefficiente di smorzamento elevato della nuova soluzione rispetto all’acciaio e si stima che compensino la diminuita rigidezza.
L’adozione di una soluzione del secondo tipo fornisce invece:
a) una rigidezza del manipolatore di circa il 10% superiore a quella del componente in acciaio, sempre con una riduzione del peso del 24,5%. In questo caso è evidente il ruolo dei nuovi materiali nel raggiungimento dell’obiettivo di rigidezza e leggerezza.
b) il medesimo coefficiente di smorzamento del manipolatore in composito del primo tipo, ma con una ancor maggiore riduzione dell’ampiezza iniziale di oscillazione, dovuta alla rigidezza aumentata di ben il 40-45% rispetto alla soluzione del primo tipo.
c) Una notevole attenuazione delle oscillazioni in condizioni di risonanza, che va a migliorare ancora di più la rigidezza, già elevata, del componente in composito.
Risposta dinam ica con testa laser in m ezzeria
- 0,5 - 0,4 - 0,3 - 0,2 -0,1 0,0 0,1 0,2 0,3
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50
T e m p o [ s]
Acciaio Composit o M46J
Figura 20
Risposta arm onica con testa laser in m ezzeria
0 2 4 6 8 10 12 14 16
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200
F r e q u e n z a [ H z ]
Acciaio Composit o M46J
Figura 21
CONSIDERAZIONI CONCLUSIVE
Il risultato più importante ottenuto in questo studio è la riduzione del 38% della massa strutturale della traversa mobile e del 24,5% della massa effettiva, mediante l’uso di materiali compositi avanzati.
La massa totale da movimentare, comprensiva di tutta la componentistica montata sulla traversa, risulta ora pari a 400 kg, a fronte degli attuali 455 kg, con una riduzione del 12%, valore significativo, poiché è stato ottenuto intervenendo solo sulla traversa mobile.
La rigidezza è invece inferiore a quella attuale, ma è ritenuta soddisfacente per questa progettazione preliminare.
Un altro risultato di notevole importanza è il miglioramento delle prestazioni dinamiche, ottenuto grazie al maggior coefficiente di smorzamento della struttura in materiale composito rispetto alla carpenteria in acciaio; il contenimento delle oscillazioni della testa laser è tale da compensare la rigidezza leggermente inferiore a quella attuale, che con un accurato studio successivo potrà comunque essere incrementata.
PROBLEMATICHE TECNOLOGICHE ED ECONOMICHE
Contemporaneamente alla fase progettuale è stato condotto uno studio del processo di costruzione del grezzo e delle sue successive lavorazioni, oltre ad una stima dei costi realizzativi [5].
Si sono riscontrati così alcuni svantaggi propri della nuova tecnologia, dovuti principalmente alla mancanza di dati ed esperienza relativamente alla sua interfacciabilità con il resto della macchina.
Per collegare la componentistica ai materiali stratificati è necessario annegare in essi degli inserti, che inducono nel materiale in esercizio concentrazioni locali di tensioni e deformazioni da valutare con prove sperimentali e analisi numeriche dettagliate. Bisogna inoltre testare la resistenza delle interfacce tra materiali differenti (alluminio, carbonio, inserti in lega di alluminio o titanio), collegate principalmente da adesivi strutturali. I diversi coefficienti di dilatazione di questi materiali provocano deformazioni che devono essere limitate per garantire la precisione delle traiettorie, oltre a stressare i materiali, esposti in questo particolare settore di macchine utensili anche a radiazioni di luce laser riflessa.
E’ necessario inoltre definire dei cicli di produzione e lavorazione che si accordino con una industriale produzione in serie, in modo da ottenere una qualità ripetibile del prodotto.
Le problematiche da affrontare in seguito riguarderanno principalmente i seguenti aspetti:
• L’analisi locale delle tensioni e deformazioni in corrispondenza di elementi quali giunti, fori, inserti, con accurata modellazione numerica, e la resistenza delle interfacce tra materiali differenti (alluminio, carbonio, inserti in titanio), costituite in massima parte da adesivi strutturali.
• Le tolleranze dimensionali e geometriche della traversa mobile, che dovranno risultare adeguate alla precisione della L2.
• La stabilità dimensionale, ovvero le alterazioni nella geometria dovute a dilatazioni termiche, specialmente in caso di accoppiamento di materiali con diverso coefficiente di dilatazione termica.
• La resistenza ad eventuali agenti aggressivi provenienti dal processo di taglio, la protezione dal calore irradiato dal laser e da accidentali deviazioni del fascio stesso.
• Il costo della traversa; in questo specifico caso, esso va visto nel contesto di una macchina industriale con un valore commerciale superiore al mezzo milione di euro, percui il costo di elementi in materiale composito risulta sopportabile compatibilmente con le adeguate prestazioni raggiunte; da uno studio svolto in [5], emerge che l’applicazione della traversa in materiale composito porta ad un aumento del costo di produzione della macchina L2 di circa il 4%.
Ci si propone quindi con studi successivi condotti in collaborazione con l’Università di Padova, di aumentare le conoscenze necessarie per poter introdurre nella normale produzione, i vantaggi che l’utilizzo di questi materiali garantisce dal punto di vista prestazionale, a costi competitivi.
Ringraziamenti:
Gli autori desiderano ringraziare la società Ri.Ba Composites di Faenza per il supporto fornito durante lo sviluppo del progetto in relazione alle problematiche tecnologiche.
Bibliografia
[1] J.Bellingeri, La tecnologia sposa il design, Lamiera, settembre 2001, pp. 176-182.
[2] Quaresimin M., Michelazzo L., Numerical modelling and experimental analysis of composite sandwich structures, Proceedings of Enginsoft 2002 Conference and Users
’ Meeting, 3-4 October 2002, Stezzano (BG).
[3] G. Lubin, “Handbook of composites”, Van Nostrand Reinhold Company.
[4] M. Callegaro, Sviluppo ed analisi strutturale della traversa mobile in materiale composito per una macchina di taglio laser ad alta dinamica, Tesi di Laurea - Facoltà di Ingegneria- Università di Padova A.A. 2001-2002.
[5] M. Colavecchia, Analisi dell’applicabilità di elementi strutturali in materiale composito a macchine utensili ad alta dinamica, Tesi di Laurea - Facoltà di Ingegneria- Università di Padova A.A. 2001-2002.
