一般：CAEG-218

縫合糸を有する炭素繊維ドライファブリックの力学的特性に関する研究 (Part 2)
Study on mechanical properties of carbon fiber non-crimp fabric with stitch (Part 2)(CTC)○山本琢也、榊原辰雄、今奥亜希、 (大阪大学)座古勝、李興盛、(㈱本田技術研究所)(正)小林正俊
Though a non-crimp fabric is one of valuable materials for automobile structure to reduce weight, a technicalproblem which the forming simulation is not easy for complex procedure to determine the parameters ofconstitutive equation. In order to solve the above problems, the method which these parameters have been
identified by the experiments of tension, shear, bending and compaction tests for a fabric has been proposed. Thebehaviors of a non-crimp fabric during forming process has been simulated with accuracy by the proposed method.
In this paper, the procedure about the identification for parameters and numerical results for draping simulation
has been described.
Keywords: Composites, NCF, Finite element

PP° °1&) VKHHW

7RSYLHZ

°

°

PP

PP%RWWRPYLHZ

Figure 1 NCF sheet
2. モデル2-1. 形状
図 2 は有限要素形状を示す。形状は過去のモデル 1)と差異はない。繊維束および縫合糸はソリッド要素およびトラス要素で構成されている。
繊維束の繊維方向は 0 度および 90 度の 2 積層である。またこれらには縫合糸により縫われる箇所においてそれぞれの繊維方向に沿う隙間が存在する。

*Takuya Yamamoto
Science & Engineering Analysis Department,
ITOCHU Techno-Solutions Corporation
North Gate Bldg., 3-1-3, Umeda, Kita-ku, Osakashi, Osaka 530-0001 Japan333°)LEHUEXQGOH
6ROLG°)LEHUEXQGOH
6ROLGPP

6WLWFK%HDP° °

7RSYLHZ°°%RWWRPYLHZ

PP

1. 緒言
Resin transfer molding (RTM)で用いられる Noncrimp fabric (NCF) (図 1)について、賦形過程における縫合箇所での目開きなどの形状不整合をFEM で解析するためのモデルをこれまでに提案している 1)。従来このモデルは繊維部分に対して異方性を有するゴム材の構成則 2)が用いられていたが、形状不整合をより正確に表現するため新たにこの部分を繊維束専用の構成則に改良した。本報告は改良されたモデルを示すとともに、必要な材料定数の同定方法および過去の結果と比較して精度が向上した点を明らかにする。

° °

7RSYLHZ
6WLWFKRQO\

Figure 2 Geometry of non-crimp fabric with stitch2-2. 材料特性
モデルの繊維束および縫合糸の要素に設定する物性値等については以下の通りである。
 繊維束の構成則は以下のエネルギー関数 𝑤𝑤で表される繊維方向を特異方向とする横等方性の超弾性体 3)とする：
𝑤𝑤 = 𝑤𝑤𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒 (𝐼𝐼𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒 ) + 𝑤𝑤𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 (𝐼𝐼𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 )+𝑤𝑤𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 (𝐼𝐼𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 ) + 𝑤𝑤𝑠𝑠ℎ (𝐼𝐼𝑠𝑠ℎ ).
ここで 𝑤𝑤𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒 , 𝑤𝑤𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 , 𝑤𝑤𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 および 𝑤𝑤𝑠𝑠ℎ はそれ
ぞれ引張、断面圧縮、横せん断および縦せん断変形に関するエネルギー関数である。また 𝐼𝐼𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒 ,𝐼𝐼𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 , 𝐼𝐼𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 および 𝐼𝐼𝑠𝑠ℎ はそれぞれの変形モードの量である。なお引張の関数 𝑤𝑤𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒 には 𝐼𝐼𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒< 0 において生じるエネルギーを追加した。これが本手法の特徴である。各エネルギー関数はそれぞれ次の定数を有する。引張 𝑤𝑤𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒 は定数と0して初期引張剛性 𝐾𝐾𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒, 引張剛性 𝐾𝐾𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒 , 初0期引張領域 𝐼𝐼𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒 および繊維束断面積 𝑆𝑆0 を有する。また断面圧縮 𝑤𝑤𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 は圧縮剛性 𝐾𝐾𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐および次数 𝑝𝑝 を有する。また横せん断 𝑤𝑤𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 は横せん断剛性 𝐾𝐾𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 を有する。また縦せん断𝑤𝑤𝑠𝑠ℎ は縦せん断剛性 𝐾𝐾𝑠𝑠ℎ を有する。上記の 8 定数が繊維束に設定される。
縫合糸は線形弾性体として縦弾性率 𝐸𝐸 が設定される。
 繊維束間および繊維束と縫合糸間の摩擦はそれぞれ係数 𝜇𝜇 𝑇𝑇𝑇𝑇 および 𝜇𝜇𝑠𝑠 が設定される。
Copyright©2021 一般社団法人 プラスチック成形加工学会

Table 1 Material properties for the NCF
Fiber bundle[N]
115.11[mm2]0.25490.0023

Stitch0.07

D10.80.6Exp.

Shear stress [MPa]Stress [MPa]1.20.050.03

Calc.

000.002 0.004 0.006

Strain [-]

0.01
00.07

F0.005

Calc.

00.010.020.010.03

Shear strain [rad]

0Exp.

0.05

Calc.

0.04

0.02

0.03

Exp.
Calc.

0.02
0.01
00 0.5 1 1.5 2 2.5Angle [rad]

00.02

(b)

(c)

Figure 4 Conditions at experiment of a forming([SHULPHQW&DOFXODWLRQ QHZ &DOFXODWLRQ SUHY

ED

Figure 5 Comparison between the experimental
results and the numerical results with/without
improved model
5. 結言
提案する NCF シートの有限要素モデルについて繊維部分の構成則を修正した。このモデルを、材料特性を決定した上で賦形の解析に用いたところ、過去のモデルより精密に形状不整合が再現されることを確認した。従って今回の修正により賦形解析で必要とされる再現能力が向上したものと考える。
参考文献
1) 山本, 榊原,今奥, 座古, 李, 小林: プラスチ
ック成形加工学会 第 28 回秋季大会 成形加工シンポジア’202) Weiss, Schauer, Gardiner: Proc ASME WinterAnnual Meeting, (1996) BED-33:347-348
3) Charmetant, Vidal-Sallé, Boisse: Composites
Science and Technology 71 (2011) 1623–1631

G

0.06

0.015

Exp.

0.4
0.2

0.03

0.025

0.04

0.02

[MPa]
100

0.1

0.035

E

0.06

1.4

0.1

Moment per width [Nmm/mm]

2

1.6

[MPa]
56.7395

Friction coefficient[MPa]
1.00E+04

1.8

[MPa]
1.00E+06

Stress [MPa][N]
230.03(a)

7RSYLHZ

3. 材料試験より決定された材料特性
表 1 は図 1 の NCF シートについて行われた材料試験の結果から、前述の手続きにより定めた材料特性である。ここで縦せん断の定数 𝐾𝐾𝑠𝑠ℎ は変形初期の線形領域で合わせた。また縫合糸の剛性 𝐸𝐸 は PET（ポリエチレンテレフタレート）のカタログ値とした。なおシートの引張とせん
断試験および曲げ試験はそれぞれ試験機 KESFB1-A および KES -FB2-A（両方ともカトーテック製）で行われた。圧縮試験はオートグラフ AGX 10kN（島津製）で実施した。またモデルによる
各 試 験 の 計 算 に は 有 限 要 素 解 析 ソ ル バ LSDYNA を用いた。
図 3 は決定された材料特性を用いて解析した各試験の曲線である。また図中には比較のため試験の結果も示す。各曲線とも計算は試験を再現できていると考える。

4. 検証と比較
 モデルの検証のため図 4 に示すような賦形試
験（球形圧子による押し込み）を行い、その結果とモデルによる解析結果を比較した。図 5 はシートの注目箇所に生じた変形状態である。表面で確認される広範囲の目開き（図中 a において表側の繊維に沿う方向に広がる）が改良のモデル
ではより明瞭に再現できている（図中 b）。また
裏面で確認される縫合糸の蛇行がより顕著になり、試験の結果に近づいた。以上のような改善が確認された。

%RWWRPYLHZ

 以下に上記の定数および係数を決定する手順を示す。始めに縫合糸の縦弾性率 𝐸𝐸 を決定する。
次に繊維束の断面積 𝑆𝑆0 を計測から決定する。次にシートの引張試験で得られる応力―ひずみ曲線と、モデルによる引張解析の結果が一致する
00
ように引張の定数 𝐾𝐾𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒 , 𝐾𝐾𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒
および 𝐼𝐼𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒を同定する。次にシートのせん断試験で得られるせん断応力―ひずみ曲線と、せん断解析の結果が一致するように定数 𝐾𝐾𝑠𝑠ℎ を同定する。次にシートの曲げ試験で得られるモーメント―角度曲線と、曲げ解析の結果が一致するように定数𝐾𝐾𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 , 摩擦係数 𝜇𝜇 𝑇𝑇𝑇𝑇 および 𝜇𝜇𝑠𝑠 を同定する。このとき同時に定数 𝐾𝐾𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 および 𝑝𝑝 を、調整する 𝐾𝐾𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 に合わせてシートの圧縮試験で得られる圧縮応力―ひずみ曲線と一致するように同定する。これらの手順によりシート特性が全て定まる。

0.04

Strain [-]0.06

Figure 3 Mechanical properties of the NCF. ((a)
tension, (b) shear, (c) bending and (d) compaction)

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