Materiales Compuestos Tomo II Antonio Miravete

MATERIALES COMPUESTOS TOMO II

Director de la obra: Antonio Miravete

Co-Autores: E. Larrodé, L. Castejón, R. Clemente, M.A. Jiménez, M. Lizaranzu, J. Cuartero, D. Revuelta, C. Millán,V. Gómez, J. Calvo, N. Tolosana y J.L. Peralta.

A Narciso Murillo González (1960 - 1995), Mi primer y más brillante estudiante. Su calidad humana y su talento serán siempre una referencia en el Grupo de Investigación que dirijo. Antonio Miravete

ÍNDICE TOMO I CAPITULO I: MATERIAS PRIMAS 1.1- FIBRAS 1.1.1 FIBRA DE CARBONO 1.1.1.1 TIPOS DE FIBRA DE CARBONO 1.1.1.2 PROPIEDADES DE LA FIBRA DE CARBONO 1.1.1.3 FABRICACIÓN DE LA FIBRA DE CARBONO 1.1.1.4 PRESENTACIONES INDUSTRIALES DE LA FIBRA DE CARBONO 1.1.1.5 CONDICIONES DE ALMACENAMIENTO 1.1.2 FIBRAS ORGÁNICAS 1.1.2.1 FIBRA DE ARAMIDA 1.1.2.1.1 TIPOS DE FIBRA DE ARAMIDA 1.1.2.1.2 PROPIEDADES DE LA FIBRA DE ARAMIDA 1.1.2.1.3 FABRICACIÓN DE LA FIBRA DE ARAMIDA 1.1.2.1.4 PRESENTACIONES INDUSTRIALES DE LA FIBRA DE ARAMIDA 1.1.2.1.5 APLICACIONES 1.1.2.2 FIBRA DE P.OLIETILENO 1.1.3 FIBRA DE VIDRIO 1.1.3.1 TIPOS DE FIBRA DE VIDRIO 1.1.3.2 PROPIEDADES DE LA FIBRA DE VIDRIO 1.1.3.3 FABRICACIÓN 1.1.3.4 PRESENTACIONES INDUSTRIALES 1.1.3.5 CONDICIONES DE ALMACENAMIENTO 1.1.4 FIBRA DE BORO 1.1.4.1 TIPOS DE FIBRA DE BORO Y FABRICACIÓN 1.1.4.2 PROPIEDADES DE LA FIBRA DE BORO 1.1.4.3 PRESENTACIONES INDUSTRIALES Y APLICACIONES 1.1.5 FIBRA DE CARBURO DE SILICIO 1.1.5.1 PROPIEDADES DE LA FIBRA DE CARBURO DE SILICIO 1.1.5.2 TIPOS Y PRESENTACIONES INDUSTRIALES DE LA FIBRA DE CARBURO DE SILICIO 1.1.6 FIBRA DE CUARZO 1.1.6.1 PROPIEDADES DE LA FIBRA DE CUARZO 1.1.7 OTRAS FIBRAS CERÁMICAS 1.1.8 FIBRAS METÁLICAS

1 4 6 6 7 9 10 10 15 15 16 17 18 18 18 19 20 20 21 25 34 35 35 36 37 37 37 38 39 39 39 41

xi

1.2-MATRICES 1.2.1 RESINAS EPOXI 1.2.2 RESINAS VINILÉSTER 1.2.3 RESINAS DE ÉSTERES CIANATO 1.2.4 RESINAS POLIETERAMIDA 1.2.5 RESINAS DE POLIÉSTER NO SATURADO 1.2.6 RESINAS FENÓLICAS 1.2.7 RESINAS DE BISMALEIMIDA Y POLIIMIDA 1.2.8 MATRICES TERMOPLÁSTICAS 1.2.8.1 POLICLORURO DE VINILO (PVC) 1.2.8.2 POLIETILENO (PE) 1.2.8.3 POLIPROPILENO (PP) 1.2.8.4 POLIESTIRENO (PS) 1.2.8.5 COPOLÍMEROS DE ESTIRENO (ABS-SAN) 1.2.8.6 ÉSTERES DE CELULOSA 1.2.8.7 POLIMETACRILATO DE METILO (PMMA) 1.2.8.8 POLIAMIDAS (PA) 1.2.8.9 POLIOXIMETILENO (POM) 1.2.8.10 POLIÉSTERES TERMOPLÁSTICOS 1.2.8.11 POLICARBONATO (PC) 1.2.8.12 PLÁSTICOS FLUORADOS 1.2.9 ELASTÓMEROS 1.2.10 INTERFASE FIBRA-MATRIZ 1.2.10.1 IMPREGNABILIDAD 1.2.10.2 UNIÓN EN LA INTERFASE 1.3-CARGAS Y ADITIVOS 1.3.1 CARGAS 1.3.2 ADITIVOS

44 47 54 55 56 56 77 80 82 83 84 85 86 87 88 89 90 91 92 92 93 96 100 100 101 105 106 107

1.4-CRITERIOS DE ELECCIÓN DE LOS CONSTITUYENTES

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1.5-MATERIALES PARA NÚCLEOS DE SANDWICH

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1.5.1 INTRODUCCIÓN 1.5.2 NÚCLEOS DE NIDO DE ABEJA 1.5.2.1 NIDO DE ABEJA DE ALUMINIO 1.5.2.2 NIDO DE ABEJA DE ARAMIDA 1.5.2.3 NIDO DE ABEJA DE POLIPROPILENO 1.5.2.4 NIDO DE ABEJA DE PAPEL 1.5.3 MADERA DE BALSA 1.5.4 ESPUMAS 1.5.4.1 POLICLORURO DE VINILO 1.5.4.2 POLIURETANO 1.5.4.3 POLIESTIRENO 1.5.5 OTROS NÚCLEOS 1.6-ADHESIVOS 1.6.1 ADHESIVOS ESTRUCTURALES 1.6.2 PREPARACIÓN DE SUPERFICIES 1.6.3 ELECCIÓN DEL ADHESIVO

xii

113 115 122 127 127 129 130 131 134 135 137 138 143 146 149 151

1.7-RECUBRIMIENTOS 1.7.1 INTRODUCCIÓN 1.7.2 GEL COAT 1.7.3 APLICACIÓN DE GEL COAT 1.8-SISTEMAS DE MATERIALES COMPUESTOS 1.8.1 SISTEMAS DE MATERIALES COMPUESTOS DE FIBRA DE CARBONO Y ARAMIDA 1.8.2 SISTEMAS DE MATERIALES COMPUESTOS DE FIBRA DE VIDRIO 1.8.3 SISTEMAS HÍBRIDOS

156 156 158 160 172 173 175 178

CAPITULO II: ANÁLISIS 2.1-ANÁLISIS DE LÁMINAS INTACTAS 2.1.1 LEY DE HOOK 2.1.1.1 INTRODUCCIÓN 2.1.1.2 LA NOTACIÓN ABREVIADA 2.1.1.3 CONSTANTES ELÁSTICAS. LEY DE HOOKE GENERALIZADA 2.1.1.3.1 SIMETRÍA TRICLÍNICA 2.1.1.3.2 SIMETRÍA MONOCLÍNICA 2.1.1.3.3 SIMETRÍA ORTÓTROPA 2.1.1.3.4 SIMETRÍA TRANSVERSALMENTE ISÓTROPA 2.1.1.3.5 SIMETRÍA ISÓTROPA 2.1.1.3.6 RESUMEN DE SIMETRÍAS DE MATERIALES 2.1.1.4 CONSTANTES INGENIERILES 2.1.1.5 MATRIZ DE RIGIDEZ EN FUNCIÓN DE LAS CONSTANTES INGENIERILES 2.1.2 CONCEPTO DE LÁMINA 2.1.2.1 INTRODUCCIÓN 2.1.2.2 OBTENCIÓN DE LAS CARACTERÍSTICAS ELÁSTICAS DE LA LÁMINA 2.1.2.3 MATRICES DE RIGIDEZ Y FLEXIBILIDAD DE UNA LÁMINA TRABAJANDO EN TENSIÓN PLANA 2.1.2.4 TRANSFORMACIÓN DE LA MATRIZ DE RIGIDEZ DE TENSIÓN PLANA 2.1.2.5 RELACIÓN ENTRE CONSTANTES INGENIERILES Y TÉRMINOS DE LA MATRIZ RIGIDEZ 2.1.2.6 TRANSFORMACIÓN MULTI-ÁNGULO. CONCEPTO DE INVARIANTE 2.1.2.7 DEFORMACIONES HIGROTÉRMICAS DE LA LÁMINA 2.1.3 CONCEPTO DE LAMINADO 2.1.3.1 INTRODUCCIÓN 2.1.3.2 TEORÍA DE PLACAS LAMINADAS 2.1.3.3 TENSIÓN PLANA 2.1.3.4 FLEXIÓN DE LAMINADOS SIMÉTRICOS 2.1.3.5 FLEXIÓN DE LAMINADOS NO SIMÉTRICOS 2.1.3.6 CONCEPTO DE LAMINADO HOMOGÉNEO 2.1.3.7 EFECTOS HIGROTÉRMICOS 2.1.3.8 COEFICIENTES REALES DE EXPANSIÓN PLANA 2.1.3.9 CÁLCULO DE LAS DEFORMACIONES DE ORIGEN HIGROTÉRMICO 2.1.3.10 CÁLCULO DE LAS DEFORMACIONES DE ORIGEN MECÁNICO 2.1.3.11 DETERMINACIÓN DE LAS DEFORMACIONES GLOBALES 2.1.3.12 DETERMINACIÓN DE LAS DEFORMACIONES PARA CADA LÁMINA 2.1.3.13 TENSIONES DE ORIGEN MECÁNICO PARA CADA LÁMINA 2.1.4 FORMULACIONES EFICIENTES APLICADAS EN EL ANÁLISIS PLACAS LAMINADAS 2.1.4.1 INTRODUCCIÓN 2.1.4.2 TEORÍA DE IRONS

181 181 181 181 184 184 184 185 186 187 188 189 191 195 195 196 197 200 204 205 208 211 211 212 212 213 215 226 228 229 230 231 231 231 232 235 235 236

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2.1.4.3 TEORÍA DE CORTADURA DE PRIMER ORDEN 2.1.4.4 TEORÍA DE CORTADURA DE ORDEN SUPERIOR 2.1.4.5 TEORÍA TRIDIMENSIONAL 2.1.5 ROTURA DE LAMINADOS 2.1.5.1 INTRODUCCIÓN 2.1.5.2 DATOS BÁSICOS DE RESISTENCIA 2.1.5.3 RELACIÓN RESISTENCIA/TENSIÓN 2.1.5.4 CRITERIO DE LA MÁXIMA TENSIÓN 2.1.5.5 CRITERIO DE LA MÁXIMA DEFORMACIÓN 2.1.5.6 CRITERIO CUADRÁTICO EN EL ESPACIO DE TENSIONES 2.1.5.7 CRITERIO CUADRÁTICO EN EL ESPACIO DE DEFORMACIONES 2.1.5.8 DATOS TÍPICOS DE RESISTENCIA DE LÁMINAS 2.1.5.9 SUPERFICIE DE ROTURA DE LÁMINAS NO ORIENTADAS 2.1.5.10 ROTURAS SUCESIVAS DE LÁMINA 2.1.5.11 COEFICIENTES DE SEGURIDAD 2.1.6 VIGAS 2.1.6.1 INTRODUCCIÓN 2.1.6.2 TRACCIÓN 2.1.6.3 COMPRESIÓN (PANDEO) 2.1.6.4 TORSIÓN 2.1.6.5 FLEXIÓN 2.1.6.6 CORTADURA INTERLAMINAR 2.1.6.7 FRECUENCIAS DE VIBRACIÓN 2.1.7 ESTRUCTURAS CILÍNDRICAS. CÁLCULOS EN MEMBRANAS 2.1.7.1 INTRODUCCIÓN 2.1.7.2 ESTRUCTURAS CILÍNDRICAS 2.1.7.2.1 TUBERÍAS Y VIROLAS DE DEPÓSITOS SOMETIDOS A PRESIÓN HIDRÁULICA 2.1.7.2.2 FONDOS DE DEPÓSITOS 2.1.7.2.3 DEPÓSITOS HORIZONTALES CON CARGAS HIDROSTÁTICAS 2.1.7.2.4 DEPÓSITOS VERTICALES BAJO CARGA HIDROSTÁTICA 2.1.7.2.5 SILOS 2.1.7.2.6 PANDEO DE ESTRUCTURAS CILÍNDRICAS 2.1.7.3 ESTRUCTURAS ESFÉRICAS 2.1.7.4 CASO GENERAL 2.1.8 PLACAS 2.1.8.1 INTRODUCCIÓN 2.1.8.2 CÁLCULO DE FLEXIÓN DE PLACAS MEDIANTE FÓRMULAS ANALÍTICAS 2.1.8.3 CÁLCULO DE FLEXIÓN DE PLACAS POR ELEMENTOS FINITOS 2.1.8.4 PANDEO DE PLACAS 2.1.8.5 FRECUENCIAS NATURALES DE VIBRACIÓN 2.1.9 SANDWICHS 2.1.9.1 INTRODUCCIÓN 2.1.9.2 FORMULACIÓN ANALÍTICA 2.1.9.3 DEFORMACIONES Y TENSIONES A LO LARGO DEL ESPESOR DEL SANDWICH 2.1.9.4 CONCEPTO DE CORTADURA EN UN SANDWICH 2.1.9.5 CÁLCULO DE PLACA SANDWICH BIAPOYADA 2.1.9.6 CÁLCULO DE PLACA SANDWICH EN EL CONTORNO 2.1.9.7 PANDEO DE ESTRUCTURAS SANDWICH 2.1.9.8 MODOS DE FALLO DE UNA ESTRUCTURA SANDWICH 2.1.10 UNIONES 2.1.10.1 UNIONES ATORNILLADAS 2.1.10.1.1 CURVAS sb EN FUNCIÓN DE w/d Y e/d 2.1.10.1.2 DISEÑO DE UNIONES CON DOBLE CORTADURA 2.1.10.1.3 DESCRIPCIÓN DE UN PLAN DE ENSAYOS

xiv

237 238 239 240 240 241 242 243 243 245 246 247 248 250 253 258 258 258 260 264 265 271 274 280 281 281 281 290 294 296 305 308 310 312 314 314 314 317 323 325 328 328 328 330 332 334 334 338 340 345 345 348 353 356

2.1.10.1.4 RESULTADOS DE LOS ENSAYOS PARA LAMINADOS UNIDIRECCIONALES (PULTRUSIÓN) 2.1.10.1.5 RESULTADOS DE LOS ENSAYOS PARA LAMINADOS MULTIDIRECCIONALES (BOLSA DE VACÍO) 2.1.10.2 UNIONES POR ADHESIVO 2.1.10.2.1 TIPO DE ADHESIVO 2.1.10.2.2 MODELOS DE UNIONES POR ADHESIVO 2.1.11 MÉTODOS AVANZADOS DE CÁCULO. EL MÉTODO DE LOS ELEMENTOS FINITOS 2.1.11.1 INTRODUCCIÓN 2.1.11.2 DESCRIPCION DEL PROBLEMA 2.1.11.3 DESCRIPCION DE LOS MODELOS ANALIZADOS 2.1.11.4 RESULTADOS 2.1.11.5 DISCUSION DE LOS RESULTADOS Y CONCLUSIONES 2.1.11.6 CONCLUSIONES 2.2-ANÁLISIS DE LÁMINAS DEGRADADAS 2.2.1 INTRODUCCIÓN A LA MECÁNICA DEL DAÑO 2.2.1.1 ASPECTOS EMPÍRICOS DEL DAÑO 2.2.1.2 ESCALAS EN EL FENÓMENO DEL DAÑO 2.2.1.3 DIFERENTES TIPOS DE DAÑO 2.2.1.4 EL DAÑO EN LOS MATERIALES COMPUESTOS DE FIBRA CONTINUA 2.2.2 REPRESENTACIÓN MECÁNICA DEL DAÑO 2.2.2.1 VARIABLE DE DAÑO SUPERFICIAL UNIDIMENSIONAL 2.2.2.2 CONCEPTO DE TENSIÓN EFECTIVA 2.2.2.3 PRINCIPIO DE DEFORMACIÓN EQUIVALENTE 2.2.2.4 ACOPLAMIENTO ENTRE DEFORMACIONES Y DAÑO; CRITERIO DE ROTURA; UMBRAL DE DAÑO 2.2.3 MEDIDA EMPÍRICA DEL DAÑO 2.2.3.1 VARIACIÓN DEL MÓDULO ELÁSTICO 2.2.3.2 VARIACIÓN DE LA RESPUESTA CÍCLICA PLÁSTICA 2.2.3.3 RESPUESTA AL CREEP TERCIARIO 2.2.3.4 EMISIÓN ACÚSTICA 2.2.4 ASPECTOS TERMODINÁMICOS DEL DAÑO 2.2.4.1 VARIABLES TERMODINÁMICAS Y POTENCIAL DE ESTADO 2.2.4.2 POTENCIAL DE DISIPACIÓN 2.2.4.3 ECUACIONES CONSTITUTIVAS DEL ACOPLAMIENTO ENTRE DAÑO Y DEFORMACIÓN 2.2.5 DAÑO ANISÓTROPO 2.2.5.1 DEFINICIÓN GEOMÉTRICA DEL TENSOR DE DAÑO DE SEGUNDO ORDEN 2.2.5.2 DEFINICIÓN TERMODINÁMICA DEL TENSOR DE DAÑO DE CUARTO ORDEN 2.2.5.3 DIFINICIÓN ENERGÉTICA DE UNA DOBLE VARIABLE ESCALAR 2.2.5.4 MODELO DE DAÑO PARA UNA LÁMINA DE MATERIAL COMPUESTO DE FIBRA CONTINUA 2.2.6 DAÑO EN INTERFASES 2.2.6.1 CONTINUIDAD DE LOS VECTORES DE TENSIÓN Y DEFORMACIÓN 2.2.6.2 RATIO DE DISIPACIÓN DE LA ENERGÍA DE DEFORMACIÓN SUPERFICIAL 2.2.6.3 LEY CINÉTICA DE LA EVOLUCIÓN DEL DAÑO POR PÉRDIDA DE ADHERENCIA 2.2.6.4 MODELO SIMPLIFICADO 2.2.6.5 EJERCICIO SOBRE UN CRITERIO DE PÉRDIDA DE ADHERENCIA ENTRE INTERFASES

357 361 370 373 379 389 389 391 391 394 403 414 414 414 415 415 415 416 422 422 423 425 425 433 433 434 435 437 438 439 444 450 460 461 464 466 467 470 470 472 474 476 480

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CAPITULO III: COMPORTAMIENTO 3.1-EFECTOS AMBIENTALES 3.1.1 INTRODUCCIÓN 3.1.2 PROPIEDADES TÉRMICAS 3.1.3 PROPIEDADES DE RESISTENCIA QUÍMICA 3.1.4 EFECTOS DE AGENTES QUÍMICOS SOBRE LOS POLÍMEROS 3.1.5 CONDICIONES CLIMÁTICAS 3.1.5.1 GEL-COAT 3.1.5.2 ORIENTACIÓN DEL MATERIAL COMPUESTO RESPECTO A LOS RAYOS DEL SOL 3.1.5.3 COMPONENTE ULTRAVIOLETA DEL SOL 3.1.5.4 ACCIÓN DEL TIEMPO ATMOSFÉRICO SOBRE LOS MATERIALES COMPUESTOS 3.1.5.5 ELEMENTOS DE RELLENO 3.1.6 INSONORIZACIÓN 3.1.7 PROPIEDAD DE TRANSMISIÓN DE LA LUZ 3.1.8 RESISTENCIA A LA ABRASIÓN 3.1.9 DISTRIBUCIONES DE TEMPERATURA Y HUMEDAD 3.1.10 CONTENIDO MÁXIMO DE HUMEDAD 3.1.11 DIFUSIVIDAD MÁSICA 3.1.12 HUMEDAD CONDICIONADA ACELERADA 3.1.13 TEMPERATURA DE TRANSICIÓN VÍTREA 3.1.14 CICLOS AMBIENTALES 3.2-COMPORTAMIENTO FRENTE A FUEGO 3.2.1 INTRODUCCIÓN 3.2.2 RESISTENCIA RESIDUAL E INTEGRIDAD ESTRUCTURAL DE LOS MATERIALES COMPUESTOS SIN PROTEGER 3.2.3 RESISTENCIA RESIDUAL E INTEGRIDAD ESTRUCTURAL DE LOS MATERIALES COMPUESTOS PROTEGIDOS: BARRERAS FRENTE A FUEGO 3.2.4 MODELOS NUMÉRICOS 3.2.5 CONCLUSIONES 3.3-CONCENTRACIÓN DE TENSIONES 3.3.1 ELASTICIDAD DE UN SÓLIDO ANISÓTROPO PLANO 3.3.2 CONCENTRACIÓN DE TENSIONES EN LÁMINAS DELGADAS PLANAS CON ABERTURA CIRCULAR 3.3.2.1 PRESIÓN UNIFORME EN EL BORDE DE LA ABERTURA 3.3.2.2 CORTADURA UNIFORME EN EL BORDE DE LA ABERTURA 3.3.2.3 PLACA PLANA SOMETIDA A TRACCIÓN 3.3.2.4 PLACA PLANA SOMETIDA A CORTADURA 3.3.2.5 PLACA PLANA SOMETIDA A FLEXIÓN 3.3.3 CONCENTRACIÓN DE TENSIONES EN LÁMINAS DELGADAS PLANAS CON UNA INCLUSIÓN CIRCULAR RÍGIDA 3.3.4 CONCENTRACIÓN DE TENSIONES EN LÁMINAS DELGADAS PLANAS CON ABERTURA ELIPTICA 3.3.4.1 PLACA PLANA SOMETIDA A TRACCIÓN 3.3.4.2 PLACA PLANA SOMETIDA A CORTADURA 3.3.4.3 PLACA PLANA SOMETIDA A FLEXIÓN 3.3.5 CONCENTRACIÓN DE TENSIONES EN UN LAMINADO

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487 487 488 489 491 492 492 493 493 493 493 494 494 495 495 501 503 504 511 513 525 525 526 535 538 539 544 545 546 547 548 550 555 559 563 567 568 572 577 581

3.4-EFECTO BORDE LIBRE 3.4.1 INTRODUCCIÓN 3.4.2 ANÁLISIS DEL EFECTO DE BORDE LIBRE 3.4.2.1 TEORÍA CLÁSICA DE PLACAS LAMINADAS 3.4.2.2 FORMULACIÓN ELÁSTICA TRIDIMENSIONAL DEL PROBLEMA DEL BORDE LIBRE 3.4.3 PROBLEMAS CAUSADOS POR EL EFECTO BORDE LIBRE 3.4.4 SOLUCIONES AL PROBLEMA DE BORDE LIBRE 3.5-COMPORTAMIENTO FRENTE A FATIGA

592 592 594 594 595 599 600 606

3.5.1 CONCEPTOS GENERALES 3.5.2 NATURALEZA DE LA FATIGA EN MATERIALES COMPUESTOS: MECANISMOS DE DEGRADACIÓN POR FATIGA 3.5.2.1 EL PROCESO DE FATIGA 3.5.2.2 MECANISMO DE DEGRADACIÓN POR FATIGA 3.5.3 COMPARACIÓN DEL COMPORTAMIENTO A FATIGA DE DIVERSOS TIPOS DE MATERIALES COMPUESTOS 3.5.3.1 SISTEMAS VIDRIO-POLIÉSTER 3.5.3.2 SISTEMAS VIDRIO-EPOXI 3.5.3.3 SISTEMAS CARBONO-EPOXI 3.5.3.4 SISTEMAS ARAMIDA-EPOXI

613 614 616 619 625

3.6-CAPACIDAD DE ABSORCIÓN DE ENERGÍA DE LOS MATERIALES

629

3.6.1 INTRODUCCIÓN 3.6.2 ABSORCIÓN DE ENERGÍA EN TUBOS DE MATERIALES COMPUESTOS 3.6.2.1 MATERIALES COMPUESTOS FRENTE A METALES 3.6.2.2 APLASTAMIENTO PROGRESIVO EN TUBOS DE MATERIALES COMPUESTOS 3.6.2.3 MODOS DE APLASTAMIENTO PROGRESIVO EN TUBOS DE MATERIALES COMPUESTOS 3.6.2.4 INFLUENCIA DE PARÁMETROS DEL MATERIAL Y GEOMETRÍA EN LOS VALORES DE ABSORCIÓN DE ENERGÍA 3.6.2.5 INFLUENCIA DE LA VELOCIDAD DE APLASTAMIENTO EN LA ENERGÍA ABSORBIDA 3.6.2.6 NIVELES DE ABORCIÓN DE ENERGÍA EN TUBOS DE MATERIALES COMPUESTOS 3.6.3 EJEMPLO DE APLICACIÓN: DISEÑO DE ESTRUCTURA ABSORBEDORA PARA AUTOMOCIÓN 3.7-TOLERANCIA AL DAÑO 3.7.1 INTRODUCCIÓN 3.7.1.1 SEGURIDAD 3.7.1.2 EFICIENCIA ESTRUCTURAL 3.7.1.3 CRITERIOS ECONÓMICOS 3.7.2 COMPARACIÓN ENTRE METALES Y MATERIALES COMPUESTOS EN TÉRMINOS DE TOLERANCIA AL DAÑO 3.7.2.1 ISOTROPÍA-ANISOTROPÍA 3.7.2.2 DUCTILIDAD-FRAGILIDAD 3.7.2.3 RESISTENCIA FRENTE A FATIGA 3.7.2.4 CARACTERÍSTICAS DE LOS MATERIALES COMPUESTOS QUE INFLUYEN EN LA TOLERANCIA AL DAÑO 3.7.2.5 SENSIBILIDAD FRENTE A DEFECTOS 3.7.2.6 EFECTOS DEL MATERIAL 3.7.3 MÉTODOS DE ENSAYO

606 610 611 613

629 630 630 630 633 635 636 637 637 646 646 646 647 647 647 647 648 649 650 651 651 653

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3.8-RECICLAJE 3.8.1 INTRODUCCIÓN 3.8.2 POTENCIAL APLICACIÓN DE LAS FIBRAS REPROCESADAS 3.8.2.1 INTRODUCCION 3.8.2.2 AMOLADO SIMPLE DEL SMC 3.8.2.2.1 PROCESOS DE AMOLAMIENTO 3.8.2.2.2 PROCESOS AVANZADOS DE AMOLADO PARA EL SMC 3.8.2.2.3 EL PROCESO DE TRITURACION CONTROLADO DE ERCOM 3.8.2.2.4 EL PROCESO DE RECICLADO DE PHOENIX FIBERGLASS 3.8.2.3 DEGRADACION QUIMICA SELECTIVA DE FRAGMENTOS DE SMC 3.8.2.4 RECICLADO POR DISOLUCION DE SMC SIN CURAR 3.8.2.5 PIROLISIS DE FRAGMENTOS DE SMC 3.8.2.6 GASIFICACION INVERSA DE FRAGMENTOS DE SMC 3.8.2.7 RECUPERACION DE ENERGIA A PARTIR DE FRAGMENTOS DE SMC 3.8.3 RECICLADO DE MATERIALES COMPUESTOS DE FIBRA DE VIDRIO Y MATRIZ TERMOPLASTICA 3.8.4 RECICLADO DE MATERIALES COMPUESTOS DE FIBRA DE CARBONO 3.8.4.1 INTRODUCCIÓN 3.8.4.2 POTENCIAL APLICACION DE LAS FIBRAS REPROCESADAS 3.8.4.3 REPROCESADO 3.8.4.4 MATERIAL COMPUESTO DE FIBRA DISCONTINUA ALINEADA 3.8.4.5 APLICACIONES POTENCIALES DE MATERIALES COMPUESTOS REFORZADOS CON FIBRA DISCONTINUA

658 658 659 659 660 661 661 661 664 665 667 667 668 669 670 671 671 671 671 672 674

CAPITULO IV: PROCESOS PARTE A. PROCESOS DE MOLDE ABIERTO 4.1-VACÍO AUTOCLAVE. LOS PREIMPREGNADOS 4.1.1 INTRODUCCIÓN 4.1.2 TIPOS DE PREPEG 4.1.2.1 BANDAS UNIDIRECCIONALES 4.1.2.2 LOS TEJIDOS PREIMPREGNADOS 4.1.2.3 EL PREIMPREGNADO DE HEBRAS 4.1.3 CARACTERÍSTICAS FÍSICAS DE UN PREIMPREGNADO 4.1.4 LAS RESINAS DE PREIMPREGNACION 4.1.4.1 INTRODUCCIÓN 4.1.4.2 RESINAS, CATALIZADORES Y AGENTES DE CURADO 4.1.4.3 LOS CICLOS DE CURADO 4.1.4.4 FORMULACIONES PARA ALTAS TEMPERATURAS 4.1.4.5 LOS PREIMPREGNADOS FENOLICOS 4.1.5 EL LAMINADO MANUAL DE LA FIBRA PREIMPRENADA 4.1.5.1 EL LAMINADO DE TEJIDOS PREIMPREGNADOS 4.1.5.2 EL LAMINADO CON BANDAS UNIDIRECCIONALES PREIMPREGNADAS 4.1.6 PREPARACION DEL LAMINADO PARA EL CURADO 4.1.7 EL AUTOCLAVE 4.1.7.1 INTRODUCCIÓN 4.1.7.2 LA CAMARA PRESURIZADA 4.1.7.3 LOS DISPOSITIVOS DE CALENTAMIENTO 4.1.7.4 SISTEMAS DE PRESURIZACION 4.1.7.5 SISTEMAS DE VACIO

xviii

679 679 680 680 682 683 684 685 685 686 688 690 690 691 692 694 695 697 697 698 699 699 699

4.1.7.6 LOS SISTEMAS DE CONTROL 700 4.1.7.7 EL MECANISMO DE SOPORTE Y CARGA DE LOS MOLDES EN EL AUTOCLAVE 701 4.1.8 CONTROL Y MODELADO DEL PROCESO 701 4.2-COLOCACIÓN AUTOMÁTICA DE CINTAS Y FIBRAS 4.2.1 INTRODUCCIÓN 4.2.2 COLOCACIÓN DE CINTAS PLANAS 4.2.3 COLOCACIÓN DE CINTAS EN TRES DIMENSIONES 4.2.4 COLOCACIÓN DE FIBRAS 4.2.5 SISTEMA AUTOMÁTICO INTEGRADO DE FABRICACIÓN

705 705 707 708 709 711

4.3-PROCESADO DE PREIMPREGNADOS SIN AUTOCLAVE

714

4.3.1 INTRODUCCIÓN 4.3.2 PROCEDIMIENTO DE FABRICACIÓN 4.3.2.1 LAMINACIÓN 4.3.2.2 ENROLLADO 4.3.3 PROCEDIMIENTO DE CURADO 4.3.3.1 CURADO EN HORNO 4.3.3.2 CURADO MEDIANTE ACEITE CALIENTE 4.3.3.3 CURADO MEDIANTE LÁMPARAS 4.3.3.4 CURADO MEDIANTE VAPOR 4.3.3.5 CURADO MEDIANTE MICROONDAS 4.3.3.6 CURADO MEDIANTE BARRA DE ELECTRONES 4.3.3.7 CURADO MEDIANTE INDUCCIÓN

714 715 715 715 723 723 724 724 724 724 725 726

4.4-ENROLLAMIENTO FILAMENTARIO

728

4.4.1 INTRODUCCIÓN 4.4.1.1 PROPIEDADES PRINCIPALES 4.4.1.2 VENTAJAS Y DESVENTAJAS 4.4.2 MATERIAS PRIMAS BÁSICAS 4.4.3 MÉTODOS Y ESQUEMA DE ENROLLADO DEL PROCESO DE ENROLLAMIENTO FILAMENTARIO 4.4.3.1 PROCEDIMIENTO VÍA HÚMEDA 4.4.3.2 PROCEDIMIENTO VÍA SECA 4.4.3.3 VENTAJAS E INCONVENIENTES DE LOS DOS PROCEDIMIENTOS 4.4.3.4 ESQUEMAS DE ENROLLADO 4.4.4 EQUIPOS Y UTILLAJES 4.4.4.1 MÁQUINAS DE ENROLLAMIENTO FILAMENTARIO 4.4.4.2 MANDRILES O MOLDES PARA EL PROCESO DE ENROLLAMIENTO FILAMENTARIO 4.4.5 SIMULACIÓN DEL PROCESO 4.4.6 NORMATICA ASOCIADA AL PROCESO

728 728 730 731 735 735 742 743 744 746 746 749 751 752

TOMO II 4.5-MOLDEO POR CONTACTO A MANO 4.5.1 INTRODUCCIÓN 4.5.2 MOLDEO POR CONTACTO A MANO 4.5.2.1 PREPARACIÓN DEL MOLDE 4.5.2.2 PREPARACIÓN DEL REFUERZO

755 755 756 757 757

xix

4.5.2.3 APLICACIÓN DEL GEL COAT 4.5.2.4 PREPARACIÓN DE LA RESINA 4.5.2.5 REALIZACIÓN DEL ESTRATIFICADO 4.5.2.6 CURADO DE LAS PIEZAS 4.5.2.7 DESMOLDEO 4.5.2.8 DESBARBADO Y ACABADO FINAL 4.5.2.9 PINTADO DEL POLIÉSTER REFORZADO CON FIBRA DE VIDRIO 4.5.2.10 CONTROL DE CALIDAD 4.5.2.11 MOLDES 4.5.2.11.1 INTRODUCCION 4.5.2.11.2 CRITERIOS DE DISEÑO 4.5.2.11.3 FABRICACION DEL MOLDEO 4.5.2.11.4 PREPARACION DEL MOLDEO 4.5.2.11.5 REALIZACION DEL MOLDE 4.5.2.11.6 PREPARACION DEL MOLDE 4.5.2.11.7 RECUPERACION DE MOLDES VIEJOS 4.6-MOLDEO POR INYECCIÓN SIMULTÁNEA 4.6.1 INTRODUCCIÓN 4.6.2 CONDICIONES GENERALES 4.6.3 MANTENIMIENTO 4.6.4 REGLAJES DE LA MÁQUINA 4.6.5 REALIZACIÓN DE LA PROYECCIÓN EN EL MOLDE 4.7-CENTRIFUGACIÓN 4.7.1 INTRODUCCIÓN 4.7.2 ESQUEMA DE PROCESO 4.7.3 MATERIAS PRIMAS 4.7.4 MAQUINARIA Y UTILLAJE 4.7.5 MÉTODO OPERATIVO 4.7.6 SÍNTESIS

762 770 772 777 778 781 781 781 783 783 784 785 786 791 799 801 803 803 805 807 810 813 818 818 819 819 820 821 823

PARTE B. PROCESOS DE MOLDE CERRADO 4.8-PULTRUSIÓN 4.8.1 INTRODUCCIÓN 4.8.2 VENTAJAS Y DESVENTAJAS DE LA PULTRUSIÓN 4.8.3 MATERIAS PRIMAS BÁSICAS PARA EL PROCESO DE PULTRUSIÓN 4.8.3.1 MATERIAS PRIMAS DE REFUERZO 4.8.3.2 RESINAS 4.8.4 DESCRIPCIÓN DEL PROCESO DE PULTRUSIÓN 4.8.4.1 SISTEMAS DE ALIMENTACIÓN DE MATERIAL 4.8.4.2 SISTEMAS DE IMPREGNACIÓN Y PRECONFORMADO DEL REFUERZO 4.8.4.3 SISTEMAS DE ANCLAJE Y CALENTAMIENTO DEL MOLDE 4.8.4.4 MÉTODOS DE ENGANCHE Y TRACCIÓN DEL PRODUCTO 4.8.4.5 SISTEMAS DE CORTE 4.8.5 UTILLAJES PARA EL PROCESO DE PULTRUSIÓN 4.8.5.1 EL MOLDE 4.8.6 DISEÑO DE PIEZAS FABRICADAS MEDIANTE PULTRUSIÓN 4.8.6.1 CRITERIOS BÁSICOS DE DISEÑO 4.8.6.2 PROPIEDADES TÍPICAS DE LAS PIEZAS FABRICADAS MEDIANTE PULTRUSIÓN 4.8.7 NORMATIVA ASOCIADA AL PROCESO DE PULTRUSIÓN

xx

825 825 826 828 828 829 831 831 832 833 834 836 837 837 838 838 840 841

4.9-PRENSA 4.9.1 PRENSA EN FRÍO 4.9.1.1 INTRODUCCIÓN 4.9.1.2 MATERIAS PRIMAS 4.9.1.3 MAQUINARIA Y UTILLAJE 4.9.1.4 MÉTODO OPERATIVO 4.9.1.5 SÍNTESIS 4.9.2 PRENSA EN CALIENTE 4.10-SISTEMAS DE MOLDEO DE COMPOUNDS 4.10.1 MOLDEO POR COMPRESIÓN DE PREIMPREGNADOS (SMC) 4.10.1.1 INTRODUCCIÓN 4.10.1.2 MATERIAS PRIMAS 4.10.1.3 FABRICACIÓN DEL PREIMPREGNADO 4.10.1.4 CONDICIONES DE MOLDEO 4.10.1.5 MAQUINARIA Y UTILLAJE DE MOLDEO 4.10.1.6 CARACTERIZACIÓN DEL PROCESO 4.10.1.6.1 CICLO DE CURADO 4.10.1.6.2 EFECTOS TÉRMICOS 4.10.1.6.3 COMPORTAMIENTO DE FLUJO 4.10.1.7 APLICACIONES 4.10.2 BMC (BULK MOLDING COMPOUNDS) 4.10.2.1 INTRODUCCIÓN 4.10.2.2 PROCESADO 4.10.2.3 PROPIEDADES 4.10.2.4 APLICACIONES 4.10.3 OTROS SISTEMAS 4.11-MOLDEO POR INYECCIÓN DE TERMOESTABLES

845 845 845 845 846 847 850 850 853 853 853 854 858 860 862 864 864 866 867 868 868 868 869 871 872 873 877

4.11.1 INTRODUCCIÓN 4.11.2 COMPOSICIÓN DE LOS MATERIALES COMPUESTOS

877 878

4.11.3 CONSIDERACIONES DE CURADO

880

4.11.4 CONSIDERACIONES REOLÓGICAS

882

4.11.5 CONSIDERACIONES DE LLENADO DE MOLDE

883

4.12-RIM Y RRIM 4.12.1 RIM (REACTION, INJECTION, MOLDING) 4.12.1.1 INTRODUCCIÓN 4.12.1.2 MATERIAS PRIMAS 4.12.1.3 PROCESO 4.12.1.4 APLICACIONES 4.12.1.5 SÍNTESIS 4.12.2 RIMM (REINFORCED RIM) 4.12.2.1 INTRODUCCIÓN 4.12.2.2 MATERIAS PRIMAS 4.12.2.3 PROCESO 4.12.2.4 SÍNTESIS 4.13-SRIM 4.13.1 INTRODUCCIÓN

887 887 887 887 888 890 891 891 891 892 892 894 896 896

xxi

4.13.2 MATERIAS PRIMAS 4.13.3 MAQUINARIA Y UTILLAJE 4.13.4 PROCESO 4.13.5 SÍNTESIS 4.13.6 SIMULACIÓN Y CARACTERIZACIÓN DE PROCESO, RIM, RRIM Y SRIM 4.13.6.1 MODELADO DE FLUJO 4.13.6.2 CARACTERIZACIÓN CINÉTICA CALORIMÉTRICA 4.13.6.3 CARACTERIZACIÓN DEL FLUJO EN EL PROCESO RIM, RRIM Y SRIM 4.14-RTM 4.14.1 INTRODUCCIÓN 4.14.1.1 NATURALEZA DEL RTM 4.14.1.2 VENTAJAS DEL RTM 4.14.1.3 SELECCIÓN DE MATERIALES 4.14.1.3.1 SELECCIÓN DE FIBRAS 4.14.1.3.2 SELECCIÓN DE RESINAS 4.14.1.4 EJEMPLOS DE APLICACIÓN 4.14.2 PREFORMADO 4.14.2.1 COMPRESIBILIDAD 4.14.2.2 PERMEABILIDAD 4.14.2.3 MATERIALES MÁS COMUNES PARA PREFORMAS 4.14.2.3.1 MATS ALEATORIOS 4.14.2.3.2 TEJIDOS 2D 4.14.2.3.3 TEJIDOS UNIDIRECCIONALES 4.14.2.3.4 OTRAS TECNOLOGÍAS TEXTILES 4.14.2.4 FLUJO ANISÓTROPO 4.14.2.5 NÚCLEOS E INSERTOS 4.14.2.5.1 NÚCLEOS 4.14.2.5.2 INSERTOS 4.14.2.6 TÉCNICAS COMUNES DE PREFORMADO 4.14.2.6.1 PREFORMADO POR CORTE Y COLOCACIÓN 4.14.2.6.2 PREFORMADO POR PROYECCIÓN DIRECTA DE FIBRA 4.14.2.6.3 PREFORMADO POR ESTAMPACIÓN DE MATERIALES TERMOCONFORTABLES 4.14.2.6.4 PREFORMAS TEXTILES 4.14.2.6.5 PREFORMAS FABRICADAS POR BRAIDING 4.14.2.6.6 COMPARACIÓN ENTRE LAS TÉCNICAS DE PREFORMADO 4.14.3 MOLDES 4.14.3.1 DISEÑO DE MOLDES 4.14.3.1.1 SELLADO 4.14.3.1.2 ORIFICIOS DE INYECCIÓN Y VENTILACIÓN 4.14.3.1.3 SISTEMAS DE CALENTAMIENTO/ENFRIAMIENTO 4.14.3.1.4 CERRADO Y ALINEACIÓN 4.14.3.2 MATERIALES PARA MOLDES 4.14.4 SELECCIÓN DE RESINAS 4.14.4.1 VISCOSIDAD 4.14.4.2 NIVEL DE CATÁLISIS 4.14.4.3 TEMPERATURA 4.14.5 INYECCIÓN 4.14.5.1 EQUIPAMIENTO PARA INYECCIÓN 4.14.5.2 LLENADO DEL MOLDE CON PREFORMA 4.14.5.2.1 RESISTENCIAS AL FLUJO 4.14.5.2.2 EL PROBLEMA DEL LLENADO DEL MOLDE 4.14.5.2.3 PERMEABILIDAD

xxii

896 897 897 901 901 901 902 902 907 907 909 910 911 911 912 913 915 917 920 920 921 921 922 923 923 925 926 926 927 927 930 932 934 934 934 935 935 937 939 939 940 941 942 943 945 945 946 946 948 948 948 951

4.14.5.2.4 MODELADO DEL FLUJO 4.14.5.2.5 FLUJO Y DEFORMACIÓN DE LA FIBRA 4.14.5.2.6 LLENADO NO UNIFORME 4.14.5.3 CONTROL DE LA INYECCIÓN POR SENSORES 4.14.6 CURADO 4.14.7 CALIDAD 4.14.7.1 ENSAYOS 4.14.8 RTM AYUDADO DE VACÍO, VARTM 4.14.8.1 ESQUEMA DE FUNCIONAMIENTO DE UN MOLDE DE VARTM 4.14.8.2 MATERIAS PRIMAS 4.14.8.3 MAQUINARIA Y UTILLAJE 4.14.8.4 MÉTODO OPERATIVO 4.14.8.5 SÍNTESIS 4.14.8.6 VARTM ULTRA VIOLETA (UV VARTM) 4.14.8.7 SCRIMP 4.14.8.8 LPRIM

959 973 976 977 979 981 981 984 985 985 986 988 991 992 993 993

4.15-MOLDEO POR INYECCIÓN DE TERMOPLÁSTICOS REFORZADOS 4.15.1 INTRODUCCIÓN 4.15.2 PROPIEDADES DE TRFV 4.15.3 MATERIAS PRIMAS 4.15.4 PROCESO DE MOLDEO POR INYECCIÓN DE GRANULADOS 4.15.5 CARACTERIZACIÓN Y MODELADO DEL PROCESO 4.15.6 APLICACIONES 4.15.7 SÍNTESIS

997 997 998 998 1001 1004 1006 1007

4.16-MOLDEO POR ESTAMPACIÓN DE TERMOPLÁSTICOS REFORZADOS 4.16.1 INTRODUCCIÓN 4.16.2 MATERIAS PRIMAS 4.16.3 PROCESO DE ESTAMPACIÓN 4.16.4 APLICACIONES 4.16.5 SÍNTESIS

1009 1009 1010 1012 1014 1015

4.17-RESUMEN DE PROCESOS

1016

4.18-MECANIZADO

1018

4.18.1 TÉCNICAS DE MECANIZADO Y TALADRADO EN MATERIALES COMPUESTOS 4.18.1.1 TECNICAS DE MECANIZADO 4.18.1.2 TECNICAS DE TALADRADO 4.18.2 TÉCNICAS AVANZADAS DE CORTE DE MATERIALES COMPUESTOS 4.18.2.1 CORTE MEDIANTE PROYECCIÓN DE CHORRO DE AGUA Y MEDIANTE PROYECCIÓN DE CHORRO DE AGUA ABRASIVO 4.18.2.2 CORTE MEDIANTE LÁSER 4.18.2.3 CORTE MEDIANTE ULTRASONIDOS 4.18.3 REBARBADO 4.18.4 RECTIFICADO 4.18.5 MECANIZADO MEDIANTE ELECTRODESCARGA O ELECTROEROSIÓN 4.18.6 MECANIZADO MEDIANTE CHISPA ELECTROQUÍMICA 4.19-REPARACIONES 4.19.1 INTRODUCCIÓN 4.19.2 EVALUACIÓN DE LA NECESIDAD DE REPARACIÓN

1018 1019 1020 1024 1024 1027 1028 1028 1030 1030 1031 1035 1035 1036

xxiii

4.19.3 REQUERIMIENTOS DE LA REPARACIÓN 4.19.4 REPARACIONES SIN PARCHE 4.19.5 REPARACIONES CON PARCHE 4.19.5.1 REPARACIONES MEDIANTE ADHESIVO 4.19.5.2 REPARACIONES MEDIANTE UNIÓN MECÁNICA

1036 1036 1037 1038 1039

CAPITULO V: ENSAYOS Y CALIDAD 5.1-INTRODUCCIÓN

1045

5.2-ENSAYOS SOBRE LAS MATERIAS PRIMAS O PRODUCTOS SEMIACABADOS 5.2.1 ENSAYOS Y CONTROL SOBRE FIBRAS 5.2.2 CONTROL DE MATRICES 5.2.3 CONTROL DE MATERIALES COMPUESTOS PREIMPREGNADOS DE USO AERONÁUTICO 5.2.4 CONTROL DE SMC Y BMC 5.2.5 CONTROL DE LA INTERFASE

1047 1047 1052 1057 1061 1062

5.3-CONTROL DEL MATERIAL COMPUESTO

1065

5.3.1 CONTROL DE PROBETAS 5.3.1.1 ACONDICIONAMIENTO 5.3.1.1.1 ENVEJECIMIENTO 5.3.1.1.2 CORROSION 5.3.1.2 DETERMINACIÓN DE DENSIDAD, VOLÚMEN DE FIBRA Y CONTROL DE LA RESINA 5.3.1.2.1 DENSIDAD 5.3.1.2.2 PORCENTAJE DE VOLUMEN EN FIBRA

1065 1066 1066 1068 1068 1068 1069

5.4- ENSAYOS DE TRACCIÓN

1072

5.5- ENSAYOS DE FLEXIÓN

1078

5.6- ENSAYOS DE COMPRESIÓN

1082

5.7- ENSAYOS DE CORTADURA PLANA

1087

5.7.1

ENSAYO BASADO EN LA PROBETA [45/-45]2S

1087

5.7.2 5.7.3 5.7.4

ENSAYO DE LOS CARRILES DE CORTADURA ENSAYO DE IOSIPESCU ENSAYO DE PROBETA ORIENTADA A 10º

1089 1090 1091

5.8- ENSAYOS DE CORTADURA INTERLAMINAR 5.8.1 CORTADURA DE VIGA CORTA 5.8.2 CORTADURA DE UNA PROBETA DE ENTALLA DOBLE 5.9- ENSAYOS DE FATIGA 5.9.1 MÉTODOS DE ENSAYO Y DEFINICIÓN DE PROBETAS 5.9.2 REDUCCIÓN DE DATOS DE FATIGA 5.9.3 MODELO DE DEGRADACIÓN DE RESISTENCIA 5.10-

ENSAYOS DE FRATURA INTERLAMINAR

5.10.1 INTRODUCCIÓN: TEORÍA DE LA MECÁNICA DE FRACTURA ELÁSTICO-LINEAL APLICADA AL ANÁLISIS DE LA DELAMINACIÓN EN MATERIALES COMPUESTOS

xxiv

1093 1093 1095 1098 1098 1099 1100 1104 1104

5.10.2 TEORÍAS DE VIGAS APLICADA AL ANÁLISIS DE LA FRACTURA INTERLAMINAR 5.10.3 MODO I (ENSAYO DCB) 5.10.3.1 DESCRIPCIÓN DE PROBETA Y MÉTODO DE ENSAYO 5.10.3.2 DATOS OBTENIDOS DEL ENSAYO 5.10.3.3 MÉTODOS DE REDUCCIÓN DE DATOS 5.10.3.3.1 TEORIA DE VIGAS MODIFICADA 5.10.3.4 MÉTODOS DE CALIBRACIÓN DE LA FLEXIBILIDAD 5.10.4 MODO II (ENSAYO ENF) 5.10.4.1 DESCRIPCIÓN DE PROBETA Y MÉTODO DE ENSAYO 5.10.4.2 DATOS OBTENIDOS DEL ENSAYO 5.10.4.3 MÉTODOS DE REDUCCIÓN DE DATOS 5.10.4.3.1 TEORIA DE VIGAS MODIFICADA 5.10.5 MODO III 5.10.6 ENSAYOS MODO MIXTO (MODO I+II) 5.10.6.1 INTRODUCCIÓN 5.10.6.2 ENSAYO MMB 5.11-ENSAYOS DE IMPACTO

1107 1109 1109 1111 1112 1112 1114 1115 1115 1117 1117 1117 1120 1120 1120 1122 1126

5.12-ENSAYOS DE COMPRESIÓN DESPUÉS DE IMPACTO

1134

5.13-ENSAYOS DE PANELES SANDWICH

1137

5.13.1 PROPIEDADES DE CORTADURA EN EL PLANO DEL SANDWICH (ASTM C273-61) 5.13.2 RESISTENCIA A TRACCIÓN EN EL PLANO DEL SANDWICH 5.13.3 RESISTENCIA A COMPRESIÓN EN EL CANTO DEL SANDWICH 5.13.4 RESISTENCIA A COMPRESIÓN EN EL PLANO DEL SANDWICH 5.13.5 PROPIEDADES A FLEXIÓN DE SANDWICHES PLANOS 5.14-ENSAYOS NO DESTRUCTIVOS 5.14.1 INTRODUCCIÓN 5.14.2 TÉCNICAS DE INSPECCIÓN VISUAL 5.14.3 ULTRASONIDOS 5.14.4 RADIOGRAFÍA 5.14.5 TERMOGRAFÍA 5.14.6 HOLOGRAFÍA OPTICA 5.14.7 HOLOGRAFÍA ACÚSTICA 5.14.8 SISTEMA DE FIBRAS ÓPTICAS 5.14.9 EMISIÓN ACÚSTICA 5.14.10 DOCUMENTACIÓN DE DAÑOS Y DEFECTOS 5.15-OTROS ENSAYOS 5.15.1 FLUENCIA 5.15.2 RELAJACIÓN 5.15.3 DUREZA BARCOL 5.15.4 DETERMINACIÓN DE LA PÉRDIDA AL FUEGO 5.16-CONTROL DE PIEZAS ACABADAS

1139 1140 1141 1141 1143 1146 1147 1149 1151 1157 1160 1161 1161 1162 1162 1165 1167 1167 1167 1167 1168 1169

xxv

CAPITULO VI: TECNOLOGÍAS TEXTILES 6.1- INTRODUCCIÓN 6.1.1 LAS PROPIEDADES FUERA DEL PLANO 6.1.2 CLASIFICACIÓN DE LAS PREFORMAS TEXTILES 6.1.3 PREFORMAS TEXTILES AVANZADAS 6.1.3.1 BRAIDING 6.1.3.2 3D-WEAVING 6.1.3.3 WEFT-KNITTING 6.1.3.4 WARP-KNITTING 6.1.3.5 COSIDO 6.1.4 GEOMETRÍA ESTRUCTURAL DE LOS TEXTILES 6.1.5 FABRICACIÓN DEL MATERIAL FINAL A PARTIR DE LAS PREFORMAS TEXTILES

1187 1188 1190 1193 1193 1196 1197 1198 1199 1200 1202

6.2-MODELOS 1206 6.2.1 MODELADO MACROMECÁNICO 6.2.1.1 INTRODUCCIÓN 6.2.1.2 DETERMINACIÓN DE LAS PROPIEDADES ELÁSTICAS Y RESISTENTES DE LOS 3D FABRICS NECESARIAS PARA LA REALIZACIÓN DE UN ANÁLISIS MACROMECÁNICO 6.2.1.3 RESUMEN DE PROPIEDADES DE RIGIDEZ REQUERIDAS PARA LA IMPLEMETACIÓN DE CADA TEORÍA 6.2.1.4 PROPIEDADES DE RIGIDEZ Y RESISTENCIA REQUERIDAS EN FUNCIÓN DE LA PREFORMA TEXTIL TRIDIMENSIONAL QUE REFUERZA AL MATERIAL COMPUESTO ANALIZADO 6.2.1.4.1 BRAIDING 6.2.1.4.2 3D WEAVING 6.2.1.4.3 WEFT-KNITTING 6.2.1.4.4 WARP KNITTING 6.2.1.4.5 COSIDO MULTICAPA 4/5 D 6.2.1.4.6 PUNZADO 6.2.1.5 DEFINICIÓN DE LAS PROPIEDADES DE RIGIDEZ Y RESISTENCIA REQUERIDAS EN FUNCIÓN DEL ANÀLISIS MACROMECÁNICO DESARROLLADO 6.2.1.5.1 ANALISIS LINEALES Y NO LINEALES 6.2.1.5.2 ANALISIS DE FATIGA 6.2.1.5.3 INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA Y LA HUMEDAD EN LAS PROPIEDADES 6.2.1.6 DETERMINACIÓN DE LAS PROPIEDADES ELÁSTICAS Y RESISTENTES DEL BRAIDING 2D, MODELO DE MATERIAL PARA EL BRAINDING 2D 6.2.1.6.1 FORMULACION ANALITICA 6.2.1.6.2 MODELO DE ELEMENTOS FINITOS PARA UN BRAIDING 2D 6.2.1.7 DETERMINACIÓN DE LAS PROPIEDADES ELÁSTICAS Y RESISTENTES DEL WEFT-KNITTING 6.2.1.7.1 CARACTERISTICAS DEL MODELO 6.2.1.7.2 MATERIALES 6.2.1.7.3 MODELO DE ELEMENTOS FINITOS 6.2.1.7.4 CARGAS Y CONDICIONES DE CONTORNO 6.2.1.7.5 RESULTADOS 6.2.1.7.6 CORRELACION TEORICO-EXPERIMENTAL 6.3-APLICACIONES 6.3.1 ESTRUCTURAS DE MATERIAL COMPUESTO 3D EN LA INDUSTRIA AEROSPACIAL 6.3.2 ESTRUCTURAS DE MATERIAL COMPUESTO 3D EN LA INDUSTRIA DE LA AUTOMOCIÓN 6.3.3 OTRAS APLICACIONES

xxvi

1206 1206 1207 1208 1208 1209 1211 1211 1212 1216 1216 1217 1218 1218 1218 1219 1219 1222 1228 1229 1229 1230 1231 1231 1233 1240 1240 1243 1245

CAPITULO VII: SISTEMAS DE INTELIGENCIA ARTIFICIAL 7.1-INTRODUCCIÓN

1251

7.2-REDES NEURONALES ARTIFICIALES

1253

7.2.1 LAS NEURONAS BIOLÓGICAS 7.2.2 LA NEURONA ARTIFICIAL 7.2.3 ELEMENTOS DE UNA RED NEURONAL 7.2.4 MODELO DE RETROPROPAGACIÓN DEL ERROR 7.2.4.1 DESCRIPCIÓN 7.2.4.2 APRENDIZAJE DEL PERCEPTRÓN MULTICAPA 7.2.4.3 APLICACIONES 7.3

OPTIMIZACIÓN DE UNA ESTRUCTURA TIPO GRID

7.3.1 CÁLCULO ÓPTIMO DE LA ESTRUCTURA EMPARRILLADA PARA EL NÚCLEO DEL SUELO 7.4-PREDICCIÓN DE LA RESISTENCIA RESIDUAL DE MATERIALES COMPUESTOS SOMETIDOS A IMPACTO 7.5- ALGORITMOS GENÉTICOS 7.5.1 INTRODUCCIÓN 7.5.2 CODIFICACIÓN 7.5.3 FUNCIÓN DE IDONEIDAD 7.5.4 REPRODUCCIÓN 7.5.5 CONVERGENCIA 7.5.6 APLICACIONES 7.5.7 OPTIMIZACIÓN DE LAMINADOS CON ALGORITMOS GENÉTICOS 7.6-LÓGICA BORROSA 7.6.1 INTRODUCCIÓN 7.6.2 TEORÍA DE CONJUNTOS BORROSOS 7.6.3 CONTROLADORES BORROSOS 7.6.4 APLICACIONES 7.6.5 APLICACION DE LA LOGICA BORROSA AL CONTROL DE LA INYECCION EN UNA MAQUINA DE RTM

1254 1255 1258 1260 1261 1262 1268 1271 1275 1277 1283 1283 1284 1284 1285 1286 1288 1288 1293 1293 1294 1297 1302 1302

CAPITULO VIII: APLICACIONES 8.1-AERONÁUTICA 8.1.1 AERONÁUTICA CIVIL 8.1.2 AERONÁUTICA MILITAR 8.2-ESPACIO

1311 1311 1315

1318

8.3-AUTOMÓVIL. TURISMO

1321

8.4-TRANSPORTE TERRESTRE

1323

8.4.1 VEHÍCULO INDUSTRIAL 8.4.2 AUTOBÚS

1323 1324

xxvii

8.4.3 FERROCARRIL 8.4.4 OTROS SISTEMAS DE TRANSPORTE

1325 1326

8.5-MARINA

1327

8.6-INDUSTRIA MILITAR

1330

8.7-ENERGÍA

1333

8.8-CONSTRUCCIÓN E INGENIERÍA CIVIL

1336

8.9-INDUSTRIA DEL PETRÓLEO

1341

8.10-INDUSTRIA QUÍMICA

1344

8.11-DEPORTE 1347 8.12-ELECTRÓNICA

1350

8.13-VARIOS

1353

8.13.1 MEDICINA 8.13.2 MAQUINARIA AGRÍCOLA 8.13.3 COMUNICACIONES 8.13.4 PISCINAS

1353 1354 1354 1355

CAPITULO IX: OTROS SISTEMAS DE MATERIALES COMPUESTOS 9.1-INTRODUCCIÓN

1363

9.2-MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ METÁLICA

1365

9.2.1 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ METÁLICA CON FIBRAS CONTINUAS DE BORO 9.2.1.1 INTRODUCCIÓN 9.2.1.2 PROCESO DE FABRICACIÓN DE LAS FIBRAS DE BORO Y SUS PROPIEDADES 9.2.1.3 PROCESO DE FABRICACIÓN DEL MATERIAL COMPUESTO 9.2.1.4 PROPIEDADES DEL MATERIAL COMPUESTO 9.2.1.5 APLICACIONES 9.2.2 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ METÁLICA CON FIBRAS CONTINUAS DE CARBURO DE SILICIO 9.2.2.1 PROCESO DE FABRICACIÓN DE LAS FIBRAS DE CARBURO DE SILICIO 9.2.2.2 PROCESO DE FABRICACIÓN DEL MATERIAL COMPUESTO 9.2.2.3 PROPIEDADES DEL MATERIAL COMPUESTO 9.2.2.4 APLICACIONES 9.2.2.5 TENDENCIAS FUTURAS 9.2.3 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ METÁLICA CON FIBRAS CONTINUAS DE GRAFITO 9.2.3.1 FIBRAS CONTINUAS FRENTE A FIBRAS CORTAS 9.2.3.2 PRECURSORES PARA LA FABRICACIÓN 9.2.3.3 ADHESIÓN-DIFUSIÓN 9.2.3.4 PULTRUSIÓN 9.2.3.5 PROCESO RAPI-PRESS 9.2.3.6 PROCESO DE INFILTRACIÓN DIRECTA DE METAL 9.2.3.7 PROCESO DE FUNDICIÓN 9.2.4 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ METÁLICA CON FIBRAS CONTINUAS DE ÓXIDO DE ALUMINIO 9.2.5 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ METÁLICA CON FIBRAS DE TUNGSTENO 9.2.6 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ METÁLICA CON

xxviii

1365 1365 1366 1368 1370 1373 1373 1374 1376 1378 1382 1382 1382 1382 1385 1386 1387 1388 1389 1389 1391 1392

FIBRAS CORTAS DE SILICIO 9.2.7 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ METÁLICA REFORZADOS CON WHISKERS 9.2.8 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ METÁLICA CON FIBRAS CORTAS CERÁMICAS 9.2.9 NUEVOS DESARROLLOS DE MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ METALICA DE ALUMINIO 9.2.9.1 DESARROLLO DE NUEVAS TECNOLOGIAS 9.2.9.2 METODOS DE PRODUCCION DEL DRA 9.2.9.3 GAMA DE SISTEMAS DE MATERIALES DRA 9.2.9.4 CARACTERISTICAS Y VENTAJAS DE LOS MATERIALES DE DRA 9.2.9.5 MERCADOS ACTUALES Y APLICACIONES 9.2.9.6 PROCESOS DE RETIRADA DE MATERIAL PROVENIENTE DEL MECANIZADO 9.2.9.7 PROCESOS DE DEFORMACIÓN DE MATERIAL EN BRUTO A PRODUCTOS SEMIACABADOS DE PRODUCTOS DRA 9.2.9.8 DESARROLLO DE CALIDADES DE COLADA DE DRA PARA APLICACIONES ESTRUCTURALES 9.3-MATERIALES COMPUESTOS CARBÓN-CARBÓN 9.3.1 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ DE CARBONO CON FIBRAS CONTINUAS DE CARBONO 9.3.1.1 PROCESOS CARBONO-CARBONO 9.3.1.2 PROPIEDADES UNIDIRECCIONALES 9.3.2 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ DE CARBONO CON REFUERZOS MULTIDIRECCIONALES DE CARBONO 9.3.2.1 PREFORMAS DE TEJIDO MULTIDIRECCIONALES 9.3.2.2 PROCESO DE DENSIFICACIÓN 9.3.2.3 PROPIEDADES 9.3.3 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ DRE CARBONO RESISTENTES A LA OXIDACIÓN 9.3.3.1 CONSIDERACIONES GENERALES 9.3.4 MATERIALES COMPUESTOS ESTRUCTURALES DE MATRIZ DE CARBONO 9.4-MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ CERÁMICA 9.4.1 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ CERÁMICA ESTRUCTURALES 9.4.1.1 PRINCIPIOS DE REFUERZO CON FIBRAS 9.4.1.2 PROCESOS DE FABRICACIÓN 9.4.1.3 CARACTERÍSTICAS DE LOS SISTEMAS DE MATERIALES COMPUESTOS CERÁMICOS 9.4.2 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ CERÁMICA CON REFUERZOS MULTIDIRECCIONALES 9.4.2.1 REFUERZOS MULTIDIRECCIONALES CON FIBRAS CONTINUAS 9.4.3 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ CERÁMICA REFORZADOS CON WHISKERS 9.5-MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ CEMENTÍTICA 9.5.1 REFUERZOS UTILIZADOS EN MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ CEMENTÍTICA 9.5.1.1 FIBRA DE VIDRIO PARA HORMIGONES O MORTEROS: LAS FIBRAS DE VIDRIO AR 9.5.1.2 FORMULACIONES TIPO 9.5.1.3 PROCEDIMIENTOS DE FABRICACIÓN 9.5.1.4 APLICACIONES PRINCIPALES 9.5.1.5 FIBRAS PARA PRETENSADO DE TENDONES PARA HORMIGÓN 9.5.1.6 FIBRAS PARA ARQUITECTURA TEXTIL

1393 1396 1396 1398 1398 1399 1399 1399 1400 1400 1400 1401 1405 1405 1406 1408 1412 1412 1414 1416 1417 1418 1419 1424 1424 1426 1428 1430 1439 1439 1441 1447 1447 1447 1448 1448 1449 1450 1452

xxix

9.5.2 EL HORMIGÓN REFORZADO CON FIBRA DE VIDRIO AR EN FACHADAS Y EXTERIORES 1452 9.5.3 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ CEMENTÍTICA EN CUBIERTAS 1455 9.5.3.1 PLACA ONDULADA DE FIBRA DE VIDRIO AR Y HORMIGÓN 1455 9.5.3.2 CABLES DE ATIRANTAMIENTO PARA ARQUITECTURA TEXTIL EN CUBIERTAS 1456 9.5.3.3 LA CONSTRUCCIÓN MEMBRANA FLEXIBLE-HORMIGÓN EN CUBIERTAS 1457 9.5.4 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ CEMENTÍTICA EN PANELES INTERIORES. EL YESO REFORZADO CON FIBRA DE VIDRIO 1459 9.5.5 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ CEMENTÍTICA COMO ELEMENTOS ESTRUCTURALES 1461 9.5.5.1 FIBRAS PARA SUBSTITUIR EL ARMADO METÁLICO DEL HORMIGÓN 1461 9.5.5.2 TIRANTES 1461 9.5.5.3 FIBRAS PARA PRETENSADO DE TENDONES PARA HORMIGÓN 1462 9.5.6 LOS MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ CEMENTÍTICA EN LA RESTAURACIÓN 1463 9.5.6.1 UTILIZACIÓN DEL HORMIGÓN REFORZADO POR FIBRA DE VIDRIO AR 1463 9.5.6.2 EJEMPLOS DE APLICACIÓN 1464 9.6- MATERIALES COMPUESTOS ACTIVOS 9.6.1 INTRODUCCION 9.6.2 SENSORES INTELIGENTES 9.6.2.1 LA FIBRA ÓPTICA 9.6.2.2 SENSORES PIEZOELÉCTRICOS 9.6.2.3 SENSORES DE FIBRA ÓPTICA 9.6.3 LOS FLUIDOS ELECTRO-REOLÓGICOS 9.6.4 MATERIALES CON MEMORIA

xxx

1467 1467 1471 1471 1472 1472 1479 1481

INTRODUCCIÓN

Se entiende por material compuesto aquel formado por dos o más componentes, de forma que las propiedades del material final sean superiores que las de los componentes por separado. Hay que hacer algunas consideraciones para ‘ajustar’ el termino material compuesto a nuestro objeto de estudio: 1) En primer lugar el material compuesto, debe ser expresamente fabricado por la mano del hombre. De este modo queda fuera de nuestra definición una larga lista de materiales compuestos naturales, tales como los que componen nuestros huesos, las masas arbóreas, etc. 2) En segundo lugar, tal como entendemos los materiales compuestos, estos no deben tener continuidad fenomenológica, de modo que los materiales cerámicos, por ejemplo, a pesar de estar compuestos por varios componentes cristalinos o amorfos, no son considerados materiales compuestos ya que estos son continuos fenomenológicamente hablando. 3) Finalmente, el hormigón armado, a pesar de estar construido expresamente por el hombre y tener discontinuidad fenomenológica, no se considera tampoco objeto de nuestro estudio, porque este sistema es un material clásico en la Ingeniería Civil. Aunque la fibra de vidrio es muy antigua –era conocida por los Egipcios-, la historia de los materiales compuestos es la historia del siglo XX. En 1907, el químico belga Leo Baekeland obtuvo por primera vez una resina termoestable. Baekeland calentó y aplicó presión en un recipiente especial a un fenol y un formaldehido para obtener una resina líquida que polimerizó y tomó la forma del recipiente. Su nombre, la bakelita. A lo largo de las tres primeras décadas de este siglo se van incorporando el resto de las matrices: las fenolicas, que fueron las primeras en desarrollarse industrialmente para aplicaciones de aislamiento, armamento y bisutería, las poliéster, las vinilésteres y las epoxis. Los materiales compuestos se desarrollan en paralelo con las matrices, ya que como hemos dicho las fibras ya eran conocidas y los ensimajes o tratamientos superficiales de las fibras para que tuvieran la adherencia necesaria para su combinación con las matrices no revistieron excesivas dificultades. Por lo tanto, los primeros materiales compuestos eran fibras de vidrio combinadas con matrices fenólicas y poliésteres para aplicaciones eléctricas, embarcaciones y placa ondulada.

xxxi

Los primeros métodos de fabricación fueron los moldeados por contacto a mano. En 1930, se estaban fabricando mediante este método un numero elevado de estructuras donde los requerimientos mecánicos no eran elevados, pero había problemas de formas, peso o aislamiento eléctrico y por lo tanto, este tipo de materiales comenzada a ser una alternativa frente a los tradicionales, acero, hormigón, aluminio o madera. La inyección con matrices termoestables data de 1940, como una variación de la inyección de materiales termoplásticos. En la década de los cincuenta aparecen las primeras máquinas con tornillo sinfín. En 1951 aparecen las primeras patentes de métodos automatizados como la pultrusion. La producción arranca en 1956. Desde entonces ha ido en aumento la producción de perfileria para una larga lista de sectores productivos. Por primera vez, se disponía comercialmente de materiales compuestos estructurales ya que la fiabilidad de este proceso, así como la elevada resistencia del perfil lo hacia idóneo para aquellos casos donde no sólo era importante el peso o el aislamiento eléctrico sino también los requerimientos mecánicos. En paralelo a la pultrusión aparecen otros procesos utilizados hoy en día como el SMC (sheet moulding compound), o preimpregnados de un compound compuesto por fibras de vidrio, resinas de poliéster y cargas que se conforman mediante prensa en caliente. Tras su aparición a principios de los años cincuenta, sus primeras aplicaciones se realizaron en el sector eléctrico. A comienzos de la década de los setenta, se comenzaron a utilizar en automoción. También a mediados del siglo XX surge el enrollamiento filamentario y la mayoría de los procesos que tenemos hoy en día. En los sesenta se comienzan a utilizar en Estados Unidos,fibras avanzadas: carbono, boro y aramida en la aviación militares. En ese momento, existían dos campos de materiales compuestos claramente diferenciados: El campo de la aeronáutica (elevadas prestaciones, costes muy altos y bajos consumos), donde se trabajaba fundamentalmente con carbono/epoxi y aramida/epoxi y se utilizaba casi exclusivamente el preimpregnado y el curado en autoclave. El campo de la gran difusión (prestaciones bajas, costes razonables y elevados consumos), con aplicaciones en el sector eléctrico, marina, transporte terrestre y construcción. Se utilizaba casi exclusivamente el vidrio/poliéster y como procesos el contacto a mano, la proyección simultánea, el enrollamiento continuo, la pultrusión y el SMC. Hoy en día, en los albores del siglo XXI, el panorama de los materiales compuestos es muy diferente, ya que no hay diferencias entre los dos campos salvo en el tema de normativa y control de calidad. En lo que se refiere a materiales y procesos, han aparecido nuevas tecnologías que han llenado el espacio entre los campos aeronáutico y de gran difusión y han difuminado las diferencias que existían entre las dos áreas hace cuatro décadas. En este sentido hay que citar las fibras de carbono de bajo coste, que hace que su consumo se haya extendido a todos los sectores industriales, la aparición de nuevos procesos como es el RTM, cuya aplicación esta completamente generalizada en los sectores aeronáuticos y no aeronáuticos, la disponibilidad comercial de materiales híbridos, la introducción de materiales preimpregnados de bajo coste y la aparición de procedimientos de curado alternativos al autoclave.

xxxii

BASES DE DATOS A lo largo del libro, se pueden encontrar información sobre propiedades de materiales compuestos, especialmente en los Capítulos 1, 2 y 3. En Internet se pueden encontrar numerosas websites que incluyen bases de datos de materiales compuestos: •MatWeb http://www.matls.com/search.htm Es la base de datos más completa de Internet. Incluye 19450 sistemas de materiales. •Composite Materials Handbook (MIL-HDBK-17) http://mil%2D17.udel.edu/PMC/tocv1.htm Colección de propiedades de materiales compuestos. •Composites Database http://composite.about.com/industry/composite/library/data/bldata.htm Base de datos de materiales compuestos. •NASA Material Databases http://map1.msfc.nasa.gov/WWW%5FRoot/html/LISTS.HTML Base de datos de materiales de NASA. • CenBASE/Materials on WWW http://www.centor.com/cbmat/index.html Base de datos de materiales compuestos, plásticos, metales y materiales cerámicos. •IDES http://www.idesinc.com/Products%5F1.htm Esta es una base de datos de materiales plásticos. •LDEF Material Database http://setas%2Dwww.larc.nasa.gov/LDEF/index.html Se muestra una base de datos de materiales expuestos a experimentos de larga duración, su autor es NASA. •Materials Properties Handbooks Operation http://MPHO.www.ecn.purdue.edu/MPHO/CRDA%5FHandbooks/ Incluye una lista de propiedades de materiales llevada a cabo por Purdue University. • Polymers Selection Database http://nobelium.berkeley.edu/%7Elpruitt/me223/dbase.html Se muestra una base de datos bastante completa de polímeros.

xxxiii

MARCAS COMERCIALES QUE SUMINISTRAN BASES DE DATOS DE SUS PRODUCTOS EN INTERNET

xxxiv

•

3M Metal Matrix Composites

•

Across Carbon/Carbon Composites

•

Alyn Corporation

•

Atlantic Research Corporation

•

Carbon Fiber Data Sheet

•

Cellobond

•

Ceramics Process Systems Corp.

•

Endura Plastics Material Selectors

•

GE Select

•

Grafil

•

Hexcel Carbon Fibers

•

Matroc Ceramic Materials

•

Metal Matrix Cast Composites

•

Owens Corning Material Comparisons

•

Plastics USA Plastics Properties

•

TEXTRON Systems - Boron

•

TEXTRON Systems - Carbon

•

Toray Carbon Fibers

•

Toray Carbon Prepregs

•

Toyobo PBO Zylon Fibers

•

Tricel Honeycomb

TOMO II CAPITULO IV. PROCESOS

4.5 MOLDEO POR CONTACTO A MANO 4.5.1 Introducción Con carácter general podemos decir que el moldeo de un plástico reforzado con fibra de vidrio consta de tres fases, que pueden ser simultáneas o alternativas, en función del procedimiento que se elija: a) Impregnación del refuerzo por la resina, que corresponde a la constitución de un material compuesto exento de inclusiones de aire. b) Adaptación de dicho material compuesto a las formas y dimensiones deseadas, con la ayuda de un molde. c) Endurecimiento del material y desmoldeo de la pieza final. Como hemos venido señalando a lo largo del texto, en los procesos de Moldeo por Contacto a Mano [1][2] y Proyección Simultánea el curado o solidificación de las resinas se inicia partiendo del estado líquido de las mismas (resina polimérica disuelta en monómero), mediante aditivos químicos (sistema catalítico), pasando siempre por estados intermedios de gelificación hasta llegar a la estructura final completamente entrecruzada en estado sólido. Esta transformación química es irreversible y se produce a temperatura ambiente, aunque la aportación de calor en la fase final del proceso permite reducir los tiempos de polimerización, y por lo tanto de moldeo. El esquema de polimerización de las resinas termoendurecibles utilizadas en estos procesos es el reflejado

756

Capítulo IV. Procesos

en la figura 4.5.1, en el que se sitúan antes y durante el tiempo de gelificación las principales operaciones a realizar durante el proceso de moldeo. Es necesario llevar a cabo un control riguroso del tiempo de gel a través del sistema catalítico utilizado y de la temperatura ambiente, con objeto de poder desarrollar el conjunto de operaciones indicadas (impregnación de la fibra por la resina, adaptación del refuerzo a las formas del molde y eliminación de las burbujas de aire), antes de que se inicie el periodo de endurecimiento.

Figura 4.5.1 Esquema general de polimerización de resinas poliéster En los dos procesos considerados a continuación las tres etapas antes mencionadas se manifiestan con suma claridad y podemos decir que la mayoría de las fases intermedias son equivalentes y las características de las piezas obtenidas muy similares, así como los útiles, materias primas, etc., lo cual nos ha permitido hasta este capítulo exponer todos los temas de forma conjunta, señalando con claridad los escasos puntos no comunes entre ambos procedimientos. En este capítulo vamos a tratar todos los aspectos del desarrollo de cada proceso, pero englobando en la sección primera (Contacto a Mano) todos los aspectos comunes entre ambos, y dejando para la segunda los aspectos específicos propios de la Proyección Simultánea, es decir todo lo relativo a la estratificación de laminados utilizando la máquina de proyección partiendo de rovings. En definitiva, el único aspecto que diferencia a ambos procedimientos, desde el punto de vista operativo, es la forma de conseguir las capas de laminado de una pieza cuando en el material final queremos colocar hilos cortados de fibra de vidrio impregnados de resina. Esto significa también que ambas técnicas pueden y, en algunos casos, deben ser utilizadas a la vez para fabricar una pieza (caso de laminados por proyección incluyendo tejidos en el laminado, por ejemplo).

4.5.2 Moldeo por contacto a mano El moldeo por colocación manual, o moldeo por contacto es denominado así debido a las bajas o nulas presiones que necesita y fue la primera técnica que se empleó en el laminado de los plásticos reforzados con fibra de vidrio, siendo todavía uno de los procesos más utilizados.

4.5 Moldeo por contacto a mano

757

En producciones de series industriales cortas o de piezas de gran superficie es el método más económico al presentar las ventajas de su relativa sencillez y no requerir mano de obra excesivamente especializada ni inversiones elevadas. Por el contrario, presenta los inconvenientes de un ambiente de trabajo molesto, producción lenta, mayor necesidad de mano de obra, acabado fino sólo por una de las caras, y calidad final sometida a la especialización. y sensibilidad del operario. Por otro lado, las características mecánicas y físicas alcanzadas son inferiores a las obtenidas mediante otros procesos, debido sobre todo a la limitación del porcentaje de fibra de vidrio de los laminados. El método operativo consta de las siguientes fases: a) Preparación del molde b) Preparación del refuerzo c) Aplicación del gel coat d) Preparación de la resina e) Realización del estratificado f) Endurecimiento g) Desmoldeo h) Desbarbado de la pieza i) Control de calidad

4.5.2.1 Preparación del molde En el capítulo correspondiente ha sido expuesto con detalle todo lo relativo a la preparación de los moldes por lo que el lector puede retroceder para revisar cualquier aspecto relacionado con dichos temas.

4.5.2.2 Preparación del refuerzo Antes de iniciar la fase de laminación es necesario disponer de todo el refuerzo que se va a utilizar cortado según formas y dimensiones aproximadas al desarrollo de la pieza final. En la preparación del refuerzo se utilizarán plantillas con objeto de reproducir el proceso todo lo posible, utilizando los útiles necesarios (tijeras, cuchillas, etc.). Si el laminado consta de varias capas de refuerzo, todas ellas estarán listas para su aplicación correlativa, ya que la operación de estratificación puede y debe hacerse sin necesidad de esperar a la gelificación de las capas anteriores. Cuando se trate de piezas que exijan dos o más trozos de mat o tejido para completar la misma capa (el ancho del rollo no permite realizar el desarrollo completo de una sola vez), y el estratificado está compuesto por varias capas; se procurará calcular y cortar las partes de refuerzo de modo que al colocar sobre el molde las capas siguientes no coincidan los solapes, para evitar sobreespesores. Deben utilizarse siempre que sea posible rollos de anchos especiales para reducir al mínimo la inclusión de dichos solapes.

758


En las capas de mat, estos solapes son despreciables para gramajes inferiores a 450 g/m2, o en cualquier gramaje superior si se realizan con la parte del rollo sin desbarbar. Lo más práctico es cortar según patrones preestablecidos un número, determinado de piezas de refuerzo de cada clase, que abastezcan la actividad del operario u operarios encargados de la laminación y referenciarlas con claridad para evitar confusiones de formas, gramajes, etc. A continuación se expone un consejo práctico a la hora de cortar los tejidos con tijera manual eléctrica: extraer una o dos mechas de trama (o urdimbre) en el punto correspondiente a la medida a cortar, con lo que el corte perpendicular de la urdimbre (o trama) será mucho más cómodo, al no encontrar en la trayectoria de corte la mecha en sentido longitudinal. En los estratificados que alternan capas de mat y tejido, cabe la posibilidad de sustituirlos por complejos de los gramajes equivalentes, mejorando la manipulación, sobre todo del tejido, que una vez cortado tiende a deshacerse, mientras que en forma de complejo queda sujeto y cosido a los hilos cortados después del patronaje. En las piezas con formas donde la adaptación de los tejidos se realice con dificultad será necesario elegir el gramaje y la armadura adecuados que favorezcan su deformabilidad, evitando el corte de los mismos y los sobreespesores que originan, así como la pérdida de continuidad en las mechas que lo componen y por tanto la pérdida de propiedades mecánicas del laminado. Debe tenerse especial cuidado en proteger la zona de corte de la influencia de humedad, disolventes o, cualquier tipo de producto que pueda alterar las características de impregnacion o desarrollo normal de la reacción de endurecimiento posterior del laminado. Para cada tipo de refuerzo (mat o tejido) y cada gramaje, trabajando en las condiciones normales de proporción de resina, se obtienen siempre los mismos espesores de laminado, por lo que el cálculo de los mismos es relativamente sencillo. Hay una forma teórica de calcular el espesor a partir de los datos citados, teniendo en cuenta además la densidad de la fibra (para el vidrio E se toma siempre el valor de 2,6 g/cm3) y la de la resina, que puede oscilar en torno a 1, 15 g/cm3: Ejemplo 4.5.1 Calcular- el espesor- de un laminado compuesto por 3 capas de mat M4-450 y dos capas de tejido de 800 gr/m2 utilizando resina de poliéster cuya densidad es 1,15 gr/cm3, para un porcentaje de refuerzo del 32 % en peso de fibra.

a) Calculamos el peso y volumen de 1m2 de las 5 capas de refuerzo: 3 capas de M4-450

450 x 3 = 1.350 g.

2 capas de Tejido 800 gr/m2

800 x 2 = 1.600 g.

Total peso l m2 refuerzo

2.950 g.

Volumen 1m2 refuerzo = 2.950 g / 2,6 g/cm3 = 1.135 cm3


759

b) Calculamos el peso y volumen de la resina utilizada Peso de resina = (peso fibra / 0,32) x (1-0,32) = 6.269 g. Volumen de la resina = 6.269 / 1,15 = 5.451 cm3 c) Calculamos el peso y volumen total del estratificado: Peso del estratificado

= 2.950 + 6.269 = 9.219 g.

Volumen del estratificado

= 1.135 + 5.451 = 6.586 cm3

A partir de estos datos, teniendo en cuenta que la superficie es l m2, el espesor correspondiente para el laminado será: Espesor del laminado = 6.586 cm3/ 100 cm x 100 cm= 0,6586 cm = 6,58 mm Hay que destacar que todo lo anterior corresponde a un cálculo puramente teórico, sin tener en cuenta la contracción de la resina al polimerizar (salvo que el dato se refiera a la densidad de la resina polimerizada), ni el factor aplicable, para corregir el resultado teórico debido a los huecos vacíos en el interior del laminado. A continuación exponemos diferentes fórmulas de aplicación directa, muy prácticas para el cálculo de algunos factores: A) Densidad del laminado en función del porcentaje en peso de la fibra de vidrio y la densidad de la matriz.

ρc =

100 β 100 − β + ρF ρR

Donde:

(Ec. 4.5.1)

ρC = densidad del laminado β = porcentaje de fibra en peso ρF = densidad de la fibra ρR = densidad de la resina curada

B) Densidad del laminado en función del contenido en volumen y la densidad de la matriz: ρc =

Donde:

φ·ρ F + (100 − φ)·ρ R 100

(Ec. 4.5.2)

φ = Contenido de fibra en volumen

C) Contenido en peso fibra en función del contenido en volumen y densidad de la resina:

β=

φ·ρF ρR + (ρF − ρR )·φ

(Ec. 4.5.3)

760


Para determinaciones rápidas y aproximadas, se pueden consultar tablas como las que se presentan a continuación:

Figura 4.5.2 Dendidad, espesor y tanto por ciento de un material compuesto en función del tanto por ciento en peso


761

Tabla 4.5.1 Espesor del laminado en función del porcentaje en peso de refuerzo (valores para 1000 g/m2 de vidrio)

REFUERZO

E S P E S O R (m m )

T ip o d e re fu e rz o

g /m 2

% e n p e so

por 1000 g /m 2

C oef. x

V a lo r e n mm.

M at 3 0 0 M at 4 5 0 M at 6 0 0

300 450 600

30 30 30

2 ,3 2 2 ,3 2 2 ,3 2

0 ,3 0 0 ,4 5 0 ,6 0

0 ,7 1 ,0 1 ,4

T e ji d o 2 7 0 T e ji d o 5 0 0

270 500

44 40

1 ,4 5 1 ,6 3

0 ,2 7 0 ,5 0

0 ,4 0 ,8

1 M at 4 5 0 1 T e ji d o 500

950

36

1 ,8 7

0 ,9 5

1 ,8

1M at 450 1 T e ji d o 500

1100

36

1 ,8 7

1 ,1 0

2 ,1

3 M at 4 5 0 2 T e ji d o 500

2350

33

2 ,0 9

2 ,3 5

4 ,9

Hay aplicaciones que requieren capas de laminado más ricas en resina que otras, por lo que las cantidades de refuerzo y resina usados se pueden variar a voluntad dentro de unos límites según el tipo de aplicación. En función de ese porcentaje se variará la forma de trabajar para conseguir mayores o menores proporciones de cada materia prima. La tabla de la tabla 4.5.2 muestra para los mismos gramajes cómo se puede variar la relación vidrio/ resina en los laminados, y por lo tanto los espesores conseguidos utilizando una resina de la misma densidad. Hay que tener en cuenta las características del mat desde el punto de vista de sus posibilidades máximas y mínimas de absorción de resina, ya que cada tipo de mat se comporta de distinta manera en este sentido debido a su propia constitución (titulo de los hilos, distribución, etc.). Tabla 4.5.2 Variación del espesor de los laminados

Gramaje g/m 2

3:1

225 300 450 600 750 900 1200 1500

0,64 0,9 1,3 1,7 2,1 2,6 3,4 4,3

Relación resina/fibra en peso 2,5 : 1 2:1 MAT DE HILOS CO RTADOS Espesor de los lam inados (mm.) 0,56 0,74 1,1 1,5 1,9 2,2 3,0 3,7

0,46 0,6 0,9 1,25 1,5 1,9 2,5 3,1

1:1

0,27 0,37 0,55 0,74 1,0 1,1 1,5 1,8

762


4.5.2.3 Aplicación del gel coat Cuando se requiera un acabado superficial óptimo (por necesidades de rugosidad superficial, protección química, color, etc.), será necesario aplicar una primera capa de gel coat antes de la estratificaci6n de la pieza. Para ello, se preparará la cantidad necesaria de gel coat, teniendo en cuenta que una cantidad de 400 a 500 gramos por metro cuadrado, equivalente a 0.4 milímetros de espesor, proporciona a la pieza un acabado óptimo. La aplicación de la capa de gel-coat se realizará de la manera más uniforme posible, con un espesor comprendido entre 0.2 y 0.5 mm, bien a brocha, rodillo o pistola según el tamaño del molde, la preparación del operador o el tipo de gel-coat. Tabla 4.5.3 Características y aplicaciones de los estratificados más ampliamente usados

Gel coat (sin refuerzo) Mat de hilos cortados

Laminados de uso general (barcos, carrocerías, etc.)

Gel coat + mat de superficie Mat de hilos cortados

Laminado resistente al ataque químico o mejor acabado superficial

Gel coat + mat de superficie Mat de hilos cortados Gel coat + mat de superficie

Resistente al ataque químico en ambas caras del estratificado. (plantas químicas)

Gel coat + mat de superficie Mat de hilos cortados Tejido Mat de hilos cortados Tejido Mat de hilos cortados

Laminados de alta resistencia o elevada rigidez. (Esta configuración reduce la moldeabilidad y se recomienda el mat de hilos cortados entre las capas de tejido para evitar delaminación)

En el caso de que la capa de gel-coat deba ser de mayor espesor, es recomendable aplicarla en dos o tres veces, esperando a que cure cada una de ellas. Si no se hace así pueden aparecer poros o picaduras porque no se permite suficientemente la evaporación del disolvente. Su aplicación a brocha no ofrece ninguna dificultad técnica, pero en estos casos es necesario preparar el gel-coat parcialmente y en pequeñas cantidades (l kg. aprox.), acelerándolo primero (0,2 a 0,4 %) y añadiendo y mezclando vigorosamente el catalizador (2 %) a continuación. En el caso de que sea necesario diluirlo, debe utilizarse estireno en una proporción que no debe superar nunca el 20 %. Cuando el gel-coat vaya a ser aplicado con pistola, se debe disolver ligeramente en acetona o acetato de etilo, que pueden evaporarse más rápidamente que el estireno en el recorrido entre boquilla y molde, hasta un máximo del 15 %. En este caso debe usarse el doble de catalizador. La aplicación a pistola se hará entre 2 y 3 atmósferas de presión a través de una boquilla de 3 mm de diámetro separada de la superficie del molde entre 50 y 60 cm. Los factores que más influencia tienen en este proceso son: presión del aire, distancia al molde, diámetro de boquilla, catalización y viscosidad del gel.


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Tras la aplicación debe limpiarse bien la pistola con acetona para impedir que la resina polimerice dentro inutilizándola.

Figura 4.5.3 Aplicación del gel-coat a pistola sobre molde Antes de pasar a la etapa siguiente de impregnación y apilamiento de las distintas capas de fibra sobre el molde, debe dejarse curar un poco el gel-coat hasta un estado sólido, semi-pegajoso (estado “mordiente”) que debe alcanzarse al cabo aproximadamente de 20 a 30 minutos desde la aplicación. Este estado es tal que cayendo sobre el gel unas gotas de estireno no son capaces de disolverlo, levantarlo o reblandecerlo. Este proceso de curado tiene como finalidad impedir que el estireno del gel todavía no completamente curado quede en suspensión en el mismo, apareciendo después en el estratificado con la formación de defectos tales como burbujas, grietas o vacíos superficiales. Los factores que mayor incidencia tienen en el curado del gel-coat son: - Grado de catalización - Temperatura ambiente - Material y temperatura del molde - Humedad En cualquier caso la aplicación del gel coat es un paso opcional, pero muy necesaria en muchos casos, por su aportación al aspecto final de la superficie de las piezas, y lo que es más importante, a su comportamiento frente a los ataques del medio en el que la pieza va a ser utilizada. No obstante, en ocasiones, se procede al estratificado directamente, para pasar a la pintura de la pieza una vez desmoldeada, desbarbada o mecanizada.

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A continuación se exponen los principales defectos que aparecen en la superficie de las piezas como consecuencia de una aplicación incorrecta del gel-coat, así como las causas y posibles acciones a seguir para atajar de inmediato los problemas que se presenten: Formación de arrugas en la superficie (piel de cocodrilo) Este defecto aparece cuando se aplica la resina de estratificación antes de que haya solidificado suficientemente el gel-coat o cuando se aplica prematuramente una segunda capa de gel coat sobre la anterior sin terminar de gelificar. Antes de continuar el proceso, hay que asegurarse de que el gel coat está polimerizado, comprobando a través del tacto si la superficie no se pega. Las causas de este problema pueden tener orígenes diferentes: a) Por diluir el gel coat con excesiva cantidad de acetona o estireno, lo cual hace que si durante la aplicación o antes de la gelificación el disolvente, no se ha evaporado totalmente quedando parte del mismo retenido, inhibe el proceso de polimerización y reblandece la superficie del gel coat dando lugar a las arrugas. Esta situación se evita reduciendo la cantidad de disolvente añadido al gel coat, incrementando la cantidad de catalizador y acelerador, aumentando la temperatura de trabajo o manteniendo la pistola a la distancia recomendada durante la pulverización. b) Por catalizar de forma insuficiente o con productos en mal estado. Se recomienda efectuar una prueba aparte antes de la aplicación para comprobar que la catalización es la adecuada. c) Catalización defectuosa del gel coat debido a una deficiente homogeneización o agitación de, acelerador y catalizador, que hace que las velocidades de polimerización sean distintas en unas zonas que en otras. Este problema puede evitarse agitando suficientemente y preparando siempre cantidades pequeñas de resina (l kg. aproximadamente). En el caso de que se detecte este defecto una vez aplicado el gel deberá esperarse a que todo é1 haya curado lo suficiente antes de empezar a laminar siempre que la diferencia de tiempos no sea excesiva, porque en este caso puede ocurrir que las partes más catalizadas se encuentren en un estado de curado demasiado avanzado para laminar sobre ellas. d) Humedad alta y temperatura del taller baja que hace que el tiempo de gel se alargue excesivamente. En ciertos casos, sobre todo con moldes cóncavos, es necesario aplicar con cuidado y uniformemente una corriente de aire seco sobre el molde, evitando cualquier condensación de agua sobre su superficie. e) Corrientes de aire localizadas en determinadas zonas, del molde, especialmente de aire caliente, ya que éstas pueden producir gradientes térmicos sobre su superficie y con ello diferentes velocidades de solidificación, dando una sensación de falsa polimerización. f) Brochas o rodillos no perfectamente secos y limpios de disolventes o acetona. g) Aplicación de gel-coat antes de que haya secado totalmente el alcohol polivinilico. Se soluciona esperando lo suficiente o secando con aire caliente y seco. h) Aplicación de la primera capa de fibra y resina antes de que haya curado lo suficiente el gel-coat. El estado de curado en el cual puede laminarse es tal que al presionar con el dedo no ha de adherirse aunque se note algo pegadizo. Una comprobación que puede hacerse, consiste en mojar un poco la superficie con estireno y observar que el gel-coat no se levanta o ablanda. i) Agua o aceite en los conductos de aire del equipo de proyección. En este caso el líquido extraño se mezcla con el gel coat y retrasa o impide la polimerización.


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Ojos de pez Se trata de un defecto consistente en el desplazamiento del gel-coat diminutas depresiones de forma circular con un diámetro de hasta 5 o 6 mm. Este defecto aparece localmente, sobre moldes que han sido excesivamente pulidos o cuando se han empleado ceras con siliconas. Generalmente es provocado por la deshumectación por parte del gel de la superficie del molde. La misma causa provoca líneas de ausencia de gel correspondientes a los pelos de la brocha cuando se aplica el gel mediante este método. Son deseables, por tanto, ceras sin siliconas, una capa de polivinilo u otro tipo de desmoldeantes. Ampollas Son burbujas de aire atrapadas entre la capa de gel y la primera capa del laminado que indican una delaminación entre ambas. Si por calentamiento o por agresión mecánica se rompen dejan una huella en forma de cráter. La causa principal de este defecto es que la capa de gel coat es demasiado delgada, de modo que no polimeriza lo suficiente puesto que no se llega a generar el suficiente calor en el proceso exotérmico de curado. Al aplicar la resina el estireno puede atacar a las partes de gel-coat subpolimerizadas formando ampollas. Esto corrige dando el espesor adecuado, es decir un mínimo de 300-400 micras, equivalente a 400 g/m2. Otras posibles causas de la formación de ampollas en la superficie es el hecho de no aplicar a tiempo la resina de refuerzo, es decir, hacerlo de forma prematura, o no utilizar las herramientas adecuadas, (o utilizarlas mal) que garanticen la total eliminación del aire del interior delaminado. Desconchado Aparece cuando la superficie del laminado sufre un golpe. Si la adhesión entre la capa de gel y la primera lámina es muy mala puede llegar a desprenderse el gel-coat por zonas en cuanto se aplica la mínima cantidad de calor. La causa de este defecto radica nuevamente en una deficiente adhesión entre el gel y el laminado, en general por dejar que transcurra demasiado tiempo desde que se aplica sobre el molde hasta que se coloca la primera capa de vidrio. Ello provoca que el gel esté demasiado curado para lograr luego una buena adhesión. El problema se acentúa, si además cae polvo o cualquier contaminante sobre la capa de gel. Una deficiente consolidación también puede provocar este defecto, así como una mala distribución del gel coat por el molde antes de aplicar la primera tela del estratificado. Poros y picaduras Son diminutos agujeros que atraviesan la capa de gel, llegando hasta el laminado, debido a las pequeñas burbujas de gases atrapados por el gel coat antes de su gelificación. En este caso, el problema también tiene diversos orígenes: a) Inclusión de aire durante la impregnación manual al aplicar el gel coat a brocha, o durante la agitación si se trata de un gel coat de alta viscosidad. b) Polvo sobre el molde, la capa de gel o en el desmoldeante. Se corrige tapando los moldes cuando no se usen, protegiéndolos de la electricidad estática y manteniendo el ambiente de la sala de moldeo lo más limpio posible.

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c) Exceso de catalizador, que hace que la reacción sea fuertemente exotérmica con exceso de concentración de calor. Para evitarlo, disminuir la concentración del peróxido. f) Empleo de agentes de desmoldeo con siliconas, que pueden producir deshumectación en puntos muy concretos sobre todo si cae algo de polvo sobre la superficie del molde. g) Gel-coat demasiado viscoso. h) Exceso de disolvente, que queda atrapado en el interior del laminado y llega a “hervir”, con tendencia a escapar al exterior. i) Capa de gel coat demasiado gruesa, que no permite la evaporación del disolvente. Cuarteado y grietas Se trata de un defecto que puede aparecer tras desmoldear la pieza o al cabo de un tiempo que puede ser incluso de meses frente a exposición ambiente o productos químicos. Está formado por pequeñas grietas de la anchura de un cabello humano sobre la superficie del gel y a veces va precedido de una pérdida de brillo superficial. Cuando el cuarteado afecta a a1guna capa de mat se denomina agrietamiento y si traspasa el laminado, fractura. Las causas posibles son las siguientes: a) Capa de gel demasiado gruesa, sobre todo si se realiza un postcurado, debido a la diferencia de contracción de la capa gruesa y el resto del laminado. b) Excesiva cantidad de monómero presente en el gel que produce acumulaciones de vapores de estireno (sobre todo en las partes profundas del molde) que inhiben el curado, por lo que debe tenerse cuidado de no diluir demasiado con este producto. c) Alta velocidad de endurecimiento, lo que produce tensiones de origen térmico en el proceso de dilatación-contracción propio del curado de este tipo de matrices. Es necesario por tanto controlar el tiempo de gel mediante una catalización adecuada y no superar el 2.5 % de peróxido. d) Curado insuficiente o subpolimerización. Se evita trabajando por encima de 18º C, calentando incluso a baño-María si la temperatura es demasiado baja. Estrellado por impacto Las figuras estrelladas alrededor de un punto se producen cuando el espesor de la capa de gel no es uniforme y recibe un golpe por la parte más gruesa por el reverso, por lo que además de controlar la uniformidad del espesor de la capa del gel coat hay que evitar dar golpes secos durante el proceso de desmoldeo, utilizando siempre martillos de goma para este fin. Configuración de la fibra a través de la capa de gel Cuando la capa de gel es demasiado delgada o si no ha endurecido lo suficiente antes de colocar y pasar el rodillo sobre la primera capa de mat, las fibras de éste se “transparentan” a través del gel hasta la superficie de la pieza. También puede ocurrir lo mismo si se desmoldea antes de tiempo.


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Otra causa que puede hacer que esto ocurra, es una excesiva contracción de la resina en el proceso de curado. Ello puede evitarse utilizando una resina con menor contenido de monómero o una resina cargada. En aquellos casos en los que no se encuentre una solución satisfactoria puede emplearse gasa superficial o bien una capa de resina con fibra de vidrio molida en un porcentaje aproximado del 40 % como primera capa después de la capa de gel. Cambios de tono en el color Se trata de un defecto consistente en la flotación del pigmento, bien sea formando bandas alargadas o a corros. Puede ser debido a una mala homogeneización de la pasta pigmentaria con la resina o a una deficiente mezcla de los distintos productos colorantes entre sí si el color se ha buscado como mezcla de varios. Areas pegajosas Es un defecto detectable a mano. La causa es que sobre el molde haya caído acetona o que el gel-coat no esté uniformemente catalizado. Afloramiento de fibras Tiene su origen en un gel-coat demasiado delgado o desmoldeado antes de tiempo. Falta de brillo Las causa posibles son: a) Molde sucio o con mal acabado superficial. b) Agente desmoldeante mal aplicado. Si el desmoldeante es líquido, debe aplicarse siempre que se pueda a pistola lo más uniformemente posible, evitando derrames y goteos porque quedarán reflejados en la superficie de la pieza así como huellas si se aplica a brocha. En el caso de que el desmoldeante sea una cera debe pulirse y sacársele brillo dejando el menor espesor posible de cera. c) Aplicación del gel-coat sin que haya secado lo suficiente el alcohol polivinilico. Color no uniforme Se presenta este defecto por: a) Catalización no uniforme, bien por haber catalizado en sucesivas veces la resina empleada o bien por la mala agitación de la misma. b) Escurrido. Puede evitarse alejando un poco la pistola de la superficie del molde o bien acelerando su movimiento. También puede ser necesario mejorar la tixotropía o aumentar la viscosidad del gel, disminuyendo la presión de aire en el bidón de presión y aumentando la presión de aire de atomización. c) Espesor no uniforme que afecta a la opacidad y al tono de color. d) Polvo o impurezas en la resina.

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Mala adherencia al molde Se produce casi siempre cuando se aplica a pistola por una incorrecta elección de la viscosidad del gel, bien porque está demasiado diluido o bien por demasiado espeso. En general debe aplicarse siempre que se haga a pistola todo lo concentrado que permita el equipo de aplicación formando una película delgada de 0.4 mm. como máximo. Si la aplicación se hace demasiado espesa (pistola demasiado cerca, movimientos de la misma lentos, pulverización insuficiente, caudal demasiado rápido) debe aumentarse la presión del compresor y reducir la presión correspondiente en el bote. Tabla 4.5.4 Defectos en la capa del gel coat. Causas y soluciones

a)

b) c) d) e) f) g) h) a)

b) c) d) e) f) g) a) b) c)

1. FORMACION DE ARRUGAS EN SUPERFICIE (PIEL DE COCODRILO) Evaporación insuficiente del disolvente * Reducir cantidad disolvente añadido * Aumentar cantidad acelerador o catalizador * Aumentar la temperatura de trabajo * Mantener la pistola a la distancia recomendada Empleo insuficiente * Ensayar previamente eficacia sistema catalítico Estratificación demasiado pronto * Comprobar toque mordiente antes de laminar Excesiva humedad * Dejar secar mejor el molde Agua o aceite en los conductores * Limpiar líneas aire regularmente Secado incompleto del desmoldeante * Dejar secar mejor el molde Agitación defectuosa * Tomar cantidades que se puedan agitar bien Capa demasiado fina * Aplicar el espesor correcto 2. POROS O PICADURAS DE AGUJAS Evaporación incompleta de disolvente * Mantener distancia correcta de pistola al molde * Calentar el gel coat para tener que emplear menos disolvente Agua en los conductos de aire * Purgar y limpiar circuito Capa demasiado gruesa * No pasar de 0,4 mm de espesor Exceso de catalizador * Controlar el % adecuado de catalizador Elementos extraños en el molde * Proteger los moldes que no estén en uso (tapar) Equipo de proyección impropio * Usar el adecuado (consultar asistencia técnica) Desmoldeante inadecuado * Cambiar de desmoldeante 3. FALTA DE BRILLO Molde sucio * Limpiar molde y tapar si no se emplea Desmoldeante mal aplicado * Aplicar correctamente Desmoldeante húmedo * Aplicar desmoldeante correcto


a)

b) c) d) a)

a) b)

c)

a)

a) b)

a) b) c) a)

b)

c) a) b) c)

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4.CUARTEADO * No trabajar por debajo de 16º C * En tiempo frío, calentar el gel coat al baño-María * Controlar calidad en peróxido * Postcurar pieza si dureza es baja al desmoldeo Empleo excesivo de estireno * Evitar diluir en exceso en estireno Capa de gel coat demasiado gruesa * Controlar espesor de capa inferior a 0,4 mm Catalización excesiva * Reducir concentración peróxido 5. ESTRELLADO Capa poco uniforme * Controlar espesor con galga * Evitar golpes secos en el desmoldeo 6. CAMBIOS DEL TONO DE COLOR Catalización no uniforme * Acelerar de una vez todo el gel coat Escurrido * Acelerar movimiento de pistola * Hacer aplicación a mayor distancia del molde * Aumentar viscosidad * Disminuir presión de aire Polvo o impurezas en el gel coat * No pasar del espesor de 0,4 mm * Dejar cerrados los bidones de gel coat 7. TIEMPO DE GELIFICACION EXCESIVO Exceso de humedad y temperatura * Trabajar por encima de 16º C ambiente * Aumentar el % de acelerador 8. MALA ADHERENCIA AL MOLDE Gel coat demasiado diluido * Aumentar concentración al máximo posible Aplicación demasiado espesa * Aumentar presión del compresor y reducir la del bote 9. APLICACIÓN IRREGULAR Gel coat demasiado viscoso * Aumentar dilucción Pulverización deficiente * Comprobar reglaje pistola Irregularidades durante la aplicación * Comprobar espesor película 10. PROBLEMAS DE APLICACION Equipo * Verificar conveniencia equipo utilizado * Seguir recomendaciones sobre boquillas * Limpiar el material después de usar Obturaciones * Limpiar con acetona * Diluir el gel coat * Comprobar presión del tanque Proyección intermitente * Limpiar pistola y comprobar línea aire 11. AMPOLLAS Y BURBUJAS Capa demasiado delgada * Dar espesor adecuado Aplicación a destiempo resina del * No laminar hasta gelificación completa refuerzo Aire ocluido en el laminado * Usar rodillos adecuados y desburbujear bien Sub-polimeración

Una vez pesada la cantidad de resina a utilizar, se procede a añadir el sistema catalítico, incorporando en primer lugar el acelerador, si es que el suministrador no lo incluye en la resina, agitando hasta homogeneizar la mezcla.

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4.5.2.4 Preparación de la resina La resina a utilizar para la estratificación se prepara con los aditivos oportunos, acelerada y catalizada inmediatamente antes de iniciar el moldeo. Calcularemos la cantidad de resina en función de los tipos de refuerzo a utilizar, teniendo en cuenta que la proporción en peso de fibra está comprendida entre el 30 y 35 % cuando se utilicen mats y del 45 al 55% cuando se utilicen tejidos. En base al tipo de fibra, gramaje, número de capas y superficie del molde es posible calcular el peso de la fibra y por tanto, el de la resina a preparar, en función de las relaciones anteriores que son aproximadas. Ejemplo 4.5.2 A continuación, se muestra cómo se calcula la resina para la laminación de un estratificado de 2 m2 teniendo en cuenta que el peso de la resina se calcula en función del peso del refuerzo de la siguiente forma: - MAT: 2,5 x peso de la fibra - TEJIDO: l x peso de la fibra 2 CAPA DE MAT de 300 gr/m2: 2 x 2 x 300 x 2,5

3.000 grs.

l CAPA DE MAT de 450 gr/m2: 2 x 450 x 2,5

2.250 grs.

l CAPA DE TEJIDO de 500 gr/ 2 x 500 x l

1.000 grs.

l CAPA DE MAT de 600 gr/m2: 2 x 600 x 2,5

3.000 grs.

TOTAL RESINA A PREPARAR:

9.250 grs.

En general, durante la preparación de la resina se aconseja medir la viscosidad (copa Ford nº 4), con objeto de conocer y controlar las condiciones de impregnación del refuerzo.

Figura 4.5.4 Copa Ford con sistema de calentamiento de resina


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Si se desea disminuir su viscosidad para facilitar la humectación se puede diluir en ella hasta un máximo del 20 % de estireno, límite marcado para que no pierda propiedades mecánicas. La fase de incorporación del sistema catalítico es un punto crítico en el desarrollo del proceso, y debe realizarse con la mayor exactitud, empleando para ello los útiles de medida al efecto, cuidando de su limpieza en todo momento. La vida útil de una resina es limitada. Depende fundamentalmente de las condiciones de almacenaje (temperatura, humedad ...) y de si está o no acelerada para el caso de las resinas de poliéster. Por ello se recomienda para este tipo de resinas acelerar únicamente la cantidad que se vaya a usar diariamente. Una vez catalizada una resina su tiempo de vida en estado líquido (pot life) hasta que se alcanza el punto de gel es muy corto, por lo que debe prepararse únicamente la cantidad que puede aplicarse sobre la fibra en ese tiempo. Una vez que la resina ha sido acelerada y catalizada debe aplicarse inmediatamente sobre el molde y la fibra. Es conveniente catalizar la resina en pequeñas cantidades. Si ello no se hace así puede ocurrir que la resina empiece a gelificar mucho antes de que hayamos terminado de impregnar la fibra, con lo que resultará imposible seguir impregnando y además habrá que tirar toda la resina que se haya preparado y no se puede seguir utilizando. Preparando cantidades pequeñas se consigue, además, que el tiempo de gel sea suficiente para que la resina moje a la fibra. Moviéndose dentro de los porcentajes señalados de acelerador y catalizador puede variarse ligeramente el tiempo en que tarda la resina en gelificar que es función, además, de la temperatura y humedad ambientes. En cualquier caso, para decidir la cantidad de resina que se debe catalizar de una sola vez hay que tener en cuenta el tipo de moldeo y la eficacia del sistema catalítico. Si el moldeo es lento debido a la complejidad de formas o el curado rápido, la resina a catalizar se preparará en pequeñas cantidades. Por el contrario, si el moldeo es ágil o el curado lento, se pueden aumentar las cantidades de resina a catalizar sin peligro de una gelificación prematura. A título orientativo, la siguiente tabla muestra los tiempos necesarios para completar las operaciones de moldeo, como guía para decidir la cantidad de resina a preparar. Tabla 4.5.5 Relación ritmo de producción/tipo de pieza Tipo de moldeo Moldeo de formas complicadas

Kg. De laminado por hora de trabajo 2.5-5

Moldeo de formas normales

5-8

Moldeo de formas sencillas

8-12

En función de la aplicación y de las propiedades del material tanto técnicas como económicas puede ser necesario cargar o no la resina.

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En los casos de formulaciones a base de resinas cargadas, la agitación de la mezcla debe realizarse con ayuda de agitadores mecánicos o eléctricos para obtener la máxima uniformidad y proceder a su aplicación antes de que se produzca la decantación de las cargas. Las formulaciones típicas con aditivos que proporcionan tiempos de gel entre 15 y 30 minutos son las siguientes: Productos Resina de poliéster

A 100

B 100

Estireno

0-10

0-10

Concentrado parafínico

0-3

0-3

Sílice coloidal

0-3

0-3

Pasta pigmentaria

0-5

0-5

Octoato de cobalto al 6 % (acelerador)

0,05-0,2

Peróxido de MEK al 50 % (catalizador)

1-2

Dimetilanifina al 100 % (acelerador) Peróxido de benzoilo en pasta al 50 % (catalizador)

-

0,1-0,2 1-2

4.5.2.5 Realización del estratificado Para la correcta realización del estratificado es necesario comenzar con una capa de resina sobre el molde, aplicada con la ayuda de un pincel o rodillo de lana, colocando a continuación la primera capa de refuerzo, previamente cortada según la forma y dimensiones aproximadas de la pieza a moldear, sin dar lugar a la gelificación de la resina.

Figura 4.5.5 Colocación de la primera capa de refuerzo sobre el molde


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Se adapta al molde la primera capa de refuerzo y se favorece su impregnación mediante la aplicación de más cantidad de resina sobre el mismo. Es usual empezar con un mat de bajo gramaje que se adapte fácilmente a las formas de la superficie del molde, con lo cual reduciremos las posibilidades de huecos entre esta primera capa y la de gel coat. Cuando las formas son muy complejas, o cuando se trata de una pieza que deba tener mayor resistencia al ataque químico, se usa mat de superficie en esta primera capa. El mat de superficie contribuye además a enmascarar el marcado de los hilos de los mats en la superficie. En todo proceso de estratificación deben seguirse tres etapas para que la impregnación del vidrio se realice correctamente: 1. “Humectación a través” que consiste en que la resina ha pasado de un lado al otro del fieltro de vidrio cubriendo totalmente las dos caras del mismo. 2. “Consolidación” obtenida por la acción del rodillado, eliminando el aire y disolviendo el agente de unión, dejando las hebras de vidrio en libertad de movimiento. Ésta es la fase más importante de las tres, puesto que depende directamente de la actuación del operario. 3. “Humectación total”, caracterizada por una pérdida del color característico blanco del vidrio, que se “moja” con la resina volviéndose casi transparente. Al final de esta tercera fase, la fibra de vidrio debe quedar impregnada, no importando que todavía queden algunos hilos blanquecinos, que terminarán impregnándose al cabo de pocos minutos.

Figura 4.5.6 Impregnación de la primera capa de resina La impregnación se efectúa con la ayuda de pinceles y rodillos de lana. Los primeros se usan lateralmente para extender la resina, y de punta para que penetre la resina y se compacte el laminado. Con la aplicación de los rodillos de arandelas o acanalados se eliminan las burbujas de aire ocluido en el refuerzo, se completa la impregnación y se consigue la total adaptación de la fibra impregnada a las formas del molde.

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La adaptación y desburbujeo de la primera capa es fundamental para la calidad final de la pieza, de modo que si no se procede a una correcta adaptación a las formas y desaireación, las burbujas que queden en el interior del laminado lo estarán muy cerca de la superficie y se originarán defectos superficiales con suma facilidad. A continuación se procede a la colocación de la segunda capa y se repite la operación tantas veces como sea necesario hasta obtener el espesor deseado, pudiendo altemar el mat y el tejido en función de los cálculos establecidos.

Figura 4.5.7 Desburbujeo con rodillo de arandelas Atención: Una vez que la resina ha comenzado a gelificar no se debe continuar trabajando sobre el molde con el rodillo de desburbujeo, ya que lo único que se consigue es remover la resina de un lado a otro y dejar vacíos entre las capas del laminado, vacíos o inclusiones de aire que resulta muy difícil extraer de la resina gelificada y que quedarán en el interior del laminado. Las distintas capas de fibra, cortadas con la forma adecuada, se van superponiendo una encima de otra a medida que se van impregnando. Cuando se trabaje con mat, no es aconsejable moldear más de 4 capas consecutivas porque la temperatura de reacción puede desmoldear y agrietar el gel-coat y alterar su color. Igualmente es deseable que gelifique la primera capa de mat sobre el gel-coat antes de proseguir la laminación. La última capa deberá ser siempre que sea posible, una capa de mat para lograr un acabado fino con resina a la que se le añade parafina para facilitar el curado superficial y 3 % de aerosil o también top-coat. Debe tenerse en cuenta que la impregnación de las distintas capas de fibra hasta lograr el espesor del laminado adecuado, debe hacerse sin permitir el endurecimiento de la capa anterior, de modo que pueda garantizarse una buena adhesión entre ambas. De este modo se garantiza la máxima resistencia a la delaminación. Cuando esto no sea posible debe procederse a una limpieza esmerada de la superficie sobre la que se piensa seguir laminando, limpieza que incluirá procesos de lijado y soplado con aire caliente y seco.


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La ú1tima capa de un laminado debe ser, siempre que las especificaciones de la pieza lo permitan, mat para conseguir un mejor acabado quc con tejido. A la resina empleada para esta ú1tima capa se le puede añadir parafina y un pigmento que le de opacidad y color deseado. Igualmente puede lograrse un buen acabado si sobre la ú1tima capa ya curada, se aplica resina con parafina y un 3 % de aerosil o se termina con top-coat, que sirve de sellante y cierra todos los posibles agujeros que pudieran aparecer. En el caso de que la superficie laminar sea mayor que la que se puede conseguir con el ancho de rollo disponible, partiendo de las dos telas puede ser necesario: a) efectuar una unión “a tope” con un movimiento circular de la brocha que enlace algo de fibra entre las dos capas. b) romper manualmente los bordes la las telas si éstas son mat para con esos bordes “montar” una sobre la otra. c) efectuar un solapamiento de entre 20 y 50 mm. entre ambas telas de modo que el espesor final de laminado en esa zona, sea el doble que el obtenido con una sola. Este efecto, de recrecimiento de espesor puede rigidizar el conjunto, también puede no ser siempre admisible. En ciertos casos (piezas de tamaño mediano o pequeño) se puede impregnar manualmente la fibra (generalmente tejido de alto gramaje) en una mesa aparte antes de proceder a su colocación sobre el molde, garantizando de este modo, la total impregnación del refuerzo. Esto puede hacerse siempre y cuando no se modifique la armadura y orientación de la fibra si se usa tejido. Si se pretende hacer esto con trozos de fibra grande o sobre moldes con doble curvatura puede ser difícil el colocar adecuadamente las telas, apareciendo arrugas y puentes que significarán zonas deficientes en fibra y con acumulación de aire o resina. Por ello, puede ser necesario efectuar cortes en las telas y usar un mat especialmente deformable para facilitar su adaptación sobre el molde. Se aconseja trabajar en ambientes secos, exentos de humedad, puesto que se inhibe la reacción de polimerización. Una vez concluída la operación, de estratificado, deben recogerse para su inmediata limpieza todos los útiles empleados antes de que la resina endurezca. Para ello se utilizan diversos tipos de disolvente como la acetona. A continuación se exponen los defectos típicos que aparecen en los laminados, así como las causas y remedios para cada uno de ellos.

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Ampollas y vejigas Vienen originadas por una deficiente solidificación del laminado. Este defecto puede ocurrir cuando las partes superficiales endurecen más rápidamente que las internas, generalmente por culpa de una solidificación demasiado rápida con fuertes picos exotérmicos, con lo que el estireno que se va desprendiendo del interior queda ocluido formando burbujas. La imperfecta humectación del vidrio por la resina también puede producir este defecto. Áreas pobres en resina Vienen causados por insuficiente impregnación debido a que se ha pasado el rodillo antes de que la lámina de vidrio haya llegado a humectarse lo suficiente. La otra causa es la falta de resina o el pretender impregnar varias telas al mismo tiempo. Puede hacer que haya fibras a la vista en la ú1tima capa. Áreas ricas en resina Aplicación de resina en exceso o de resina muy cerca del punto de gel. Arrugas Vienen producidas por dobleces o solapes de una o más capas de tejido. Se producen por mala compactación del laminado o utillaje inapropiado. Cambios de color Se deben a la acción de los rayos ultravioletas sobre la resina, haciendo que esta amarillee. Se evita usando resinas con estabilizadores de luz U.V. Cuanto más traslúcido y delgado es el laminado, más se agudiza este defecto. Delaminaciones Consiste en la separación de capas adyacentes dentro del laminado. En ocasiones se detecta superficialmente en forma de ampollas. Una de las causas radica en la inclusión de burbujas de aire atrapadas durante el ciclo de curado o contaminación. También puede estar causada por suciedad entre dos capas. Se trata de un tipo de defecto fácilmente detectable golpeando con una moneda y observando el tipo de ruido. Inestabilidad dimensional Este defecto consiste en que el laminado contrae perdiendo la forma dimensional del molde durante el proceso de curado. La causa principal radica en la contracción propia de la resina, pero no hay que olvidar que también influye la forma de la pieza y la configuración del laminado de modo que, cuanto más asimétrico y desequilibrado sea éste a lo largo del espesor, mayor es el riesgo de que se produzcan deformaciones por esta causa.


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Lixiviación La diferencia con el caso anterior radica en que la resina ha desaparecido del laminado por zonas, debido bien a la acción de la intemperie o bien por agentes químicos. Se soluciona utilizando el tipo de resina adecuado para cada caso y asegurándose de que queda bien curada, puesto que si no también puede desaparecer en un entomo ambiental normal. Mala adherencia de la resina al gel-coat Puede deberse a la consolidación inadecuada del laminado, bien por gel-coat contaminado o por una curación del mismo demasiado larga. Manchas Originadas porque algún ingrediente de la resina no está debidamente disperso. Mala adherencia de la resina al vidrio Cuando aparece este defecto, la fibra puede observarse de color blanco, oscureciendo el laminado traslúcido si se pretende pasar la luz a su través. El defecto viene originado porque la resina no fue capaz de disolver el ensimaje y no llegó a mojar la fibra. También puede ocurrir por falta de resina.

4.5.2.6 Curado de las piezas Una vez que la pieza ha sido moldeada, es necesario esperar un tiempo variable (entre 45 minutos y varias horas) en función del tipo de resina, condiciones de curado, tamaño de la pieza, rigidez de la misma, etc. antes de proceder al desmoldeo de la misma. Si es posible efectuar un ensayo de dureza, ésta puede tomarse como criterio para proceder al desmoldeo si proporciona la pieza una dureza Barcol de 35. En cualquier caso, a las veinticuatro horas puede desmoldearse una pieza sin peligro a1guno, a pesar de que en ambientes fríos o húmedos la resistencia máxima se alcance al cabo de varias semanas e incluso meses. El tiempo de polimerización puede acortarse con la aplicación de calor mediante homos, estufas, lámparas de infrarrojos, lámparas solares (si se usa un catalizador de acción fotopolimerizable) etc. No debe sin embargo, acelerarse mucho el periodo de gelificación puesto que la pérdida rápida de a1gunas sustancias volátiles de las resinas (el estireno, en caso del poliéster) puede hacer que el endurecimiento no llegue a ser nunca completo. Por otro lado se corre el riesgo de que ese rápido desprendimiento se haga con formación de burbujas que quedarán incluidas en el estratificado. Para el curado de las resinas de poliéster no debe superarse durante el tiempo de gel los 35 ºC – 40 ºC, para limitar la evaporación excesiva de estireno y formación de ampollas, siendo posible aumentar lentamente las temperaturas de curado hasta 50º - 60º C debiendo dirigir el calor aplicado desde el molde hasta la superficie exterior siempre que sea posible. El mismo proceso de pérdida de volátiles se ve favorecido por la presencia de corrientes de aire en la superficie libre de la pieza moldeada. En estos casos se hace necesaria la colocación de una lámina impermeable que aísle esta superficie o el apantallamiento con mamparas de la zona de curado.

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La aparición de resinas de curado en presencia de luz viene a solucionar en parte este problema, puesto que el curado se realiza desde la superficie libre hacia el interior, endureciendo una fina capa superficial que impide la salida o pérdida rápida del estireno. Si bien las resinas de poliéster en la mayoría de los casos se curan a temperatura ambiente cuando son trabajadas por el método de contacto en molde abierto, cada vez es mayor la tendencia a que sean curadas en horno y, de no ser esto posible, por lo menos en una zona caliente. Muchas factorías de pequeñas embarcaciones, carrocerías y otros componentes preparan amplias zonas para el curado de sus productos sin depender de las condiciones ambientales. La temperatura exterior y la humedad dejan de afectar al ritmo productivo si el curado se hace en homos especiales, de ahí la mayor importancia que está adquiriendo la localización y adecuación de zonas de polimerización en factorías que trabajan con poliéster. Con esto no sólo se uniformiza el ritmo productivo, sino que se acortan los periodos de curado, se mejoran las propiedades mecánicas de las piezas si tras el curado inicial se realiza otro con unas rampas de calentamiento y enfriamiento adecuadas. Este proceso de postcurado para laminados de resina de poliéster tiene duraciones variables en función de la temperatura a que se realice, generalmente entre 80 y 120 ºC.

4.5.2.7 Desmoldeo Cuando la pieza ha polimerizado lo suficiente de modo que no se produzcan deformaciones en la misma puede procederse a su desmoldeo, el cual en principio no debe presentar problemas si bien los moldes machos ofrecen más dificultades por el efecto de la contracción de la resina sobre el molde durante el proceso de curado. El desmoldeo debe hacerse usando la técnica adecuada que dependerá fundamentalmente del tamaño de la pieza y de su rigidez. En cualquier caso la técnica empleada no deberá causarle ningún daño al laminado.


Figura 4.5.8 Vista de la pieza, lista para ser desmoldeada

Figura 4.5.9 Desmoldeo de la pieza terminada

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Para desmoldear piezas difíciles con contomos relativamente planos se recomienda el uso de cuñas rígidas, mientras que para piezas con contorno curvado son más adecuadas las cuñas semi-rígidas o flexibles, que se adaptan mejor a la geometría de la pieza sin producirle ningún daño. En cualquier caso, basta con introducir las puntas de las cuñas lo más próximas posible unas de otras y golpear con un mazo (nunca con un martillo de hierro) por el otro extremo. En a1gunos casos en los que los moldes tienen formas profundas, lo que se hace es inyectar aire o agua a presión, (sobre todo si se usa alcohol polivinílico) en ciertos casos caliente, para conseguir separar la pieza del molde. Ello se consigue dejando previamente unos agujeros de, aproximadamente, 3 mm de diámetro y que se mantienen cubiertos con papel adhesivo durante la laminación. En casos extremos, será necesario diseñar los moldes de varias piezas, aunque teóricamente tengan desmoldeo positivo a base de una sola pieza, ya que en zonas muy profundas con poco ángulo se puede “enganchar” la pieza debido a ligeras irregularidades de la superficie del molde (ondulaciones). Existen otros procedimientos más sofisticados como someter al conjunto moldeado a un movimiento de vibración, choque térmico, ultrasonidos, etc. Finalmente la pieza desmoldeada puede directamente almacenarse, pasar a una sala de acabado final, desbarbado o mecanizado, de pintura o montarse directamente en la estructura de la que vaya a formar parte.

Figura 4.5.10 Mecanizado de la pieza terminada


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4.5.2.8 Desbarbado y acabado final Frecuentemente el proceso de impregnación manual del refuerzo va acompañado de un exceso de material en los bordes. Cuando se trata de piezas de poco espesor y el diseño de la periferia del molde lo permita, un primer desbarbado de la pieza se realiza cuando el estratificado vidrio/resina no ha llegado a endurecer pero está suficientemente avanzado en su polimerización, procediendo a eliminar los sobrantes de estratificado. Para esta operación se utilizan diversos tipos de cuchillas con empuñadura o “cutters”. Posteriormente se efectúa el mecanizado definitivo, el cual se lleva a cabo con la pieza totalmente polimerizada, mediante herramientas adecuadas. Debe tenerse en cuenta el alto poder abrasivo de la fibra, que destruye rápidamente el filo de corte de estas herramientas. Por ello suelen utilizarse sierras de vaivén o discos diamantados. En general es preferible el mecanizado por abrasión frente al arranque de viruta. Durante las operaciones de mecanizado de las piezas se debe trabajar con un buen sistema de aspiración y provistos de máscaras anti-polvo. Posteriormente, debe eliminarse todo resto del desmoldeante, lavando la pieza con agua (si se ha usado alcohol polivinílico como desmoldeante), o aplicando un abrasivo adecuado o un disolvente de la cera que no ataque a la resina. 4.5.2.9 Pintado del poliester reforzado con fibra de vidrio En algunos casos es más conveniente no aplicar gel coat al inicio del laminado y proceder al pintado de la superficie vista de las piezas, generalmente para integrarlas en el conjunto con otro tipo de piezas de origen y naturaleza diferente. La etapa de limpieza de la pieza se hace más necesaria si ésta debe tener un tratamiento posterior de pintado. En este caso es recomendable, además del lavado, un lijado con papel de lija de granulometría muy fina que deje una superficie de acabado mate. En función de la adherencia de las pinturas utilizadas, puede ser necesaria una capa inicial de imprimación a toda la superficie antes de pasar a la aplicación de la pintura. El pintado debe hacerse con productos específicos para este tipo de materiales, los cuales presentan una buena adherencia sobre el estratificado. Las pinturas de poliuretano proporcionan superficies de alto brillo, buena resistencia química, aislamiento y compatibilidad. Debe asegurarse el completo curado de la pieza antes de proceder a su pintado, para evitar que los disolventes de la pintura puedan atacarla, efecto que es más perjudicial si la pintura debe ser secada en estufa. 4.5.2.10 Control de calidad Cada vez adquiere mayor importancia la etapa de control de calidad mediante ensayos no destructivos. Las variables de estudio más importantes a tener en cuenta dentro de este control de calidad son las siguientes: - Aspecto final de la pieza: calidad superficial, rugosidad, burbujas e imperfecciones. - Aspectos geométricos: formas, dimensiones, tolerancias.

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- Distribución de la fibra y de la resina. - Ausencia de vacíos, aire o inclusiones de impurezas en el laminado. - Ausencia de zonas despegadas o delaminadas. - Dureza final adecuada. - Paredes verticales.

Figura 4.5.11 Mecanizado con herramienta de diamante de una pieza


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4.5.2.11 Moldes 4.5.2.11.1 Introducción Los moldes utilizados en estos procesos se fabrican también utilizando poliéster reforzado con fibra de vidrio, siguiendo las mismas técnicas manuales, aunque existen numerosas variantes o técnicas diferentes, en función de factores tales como el tipo de piezas a fabricar (forma y tamaño) o vida del molde deseada (nº de piezas a moldear). Además, se pueden emplear para la construcción del mismo otros materiales, generalmente metálicos, así como tableros plastificados o vidrios planos en el caso de laminados planos, según la calidad superficial de las piezas finales. En algunas aplicaciones, si la calidad superficial de las piezas y su desarrollo lo permiten, se puede utilizar un soporte sólido de la forma y dimensiones de la pieza a fabricar recubierto con films tipo plástico (Mylar, Tedlar, etc) que tienen la propiedad de actuar como agentes desmoldeantes y resisten los ataques del estireno de la resina así como las temperaturas de reacción. Por último, en los casos en los que se quiere reproducir con fidelidad detalles de piezas (esculturas, imitaciones de superficies diversas, etc.) que normalmente incluyen desmoldeos negativos, se recurre a moldes flexibles a base de silicona, o moldes divididos en varias piezas que debidamente ensambladas permiten el moldeo del conjunto y una vez polimerizada la pieza se desmontan fácilmente para el desmoldeo. En este capítulo vamos a exponer el método m s sencillo y m s comúnmente utilizado de fabricación de moldes a base de poliéster reforzado, dividiendo dicho método en cuatro etapas principales: - Fabricación del modelo - Tratamiento del modelo - Realización del molde - Preparación del molde Antes de pasar a la descripición de cada uno de estos apartados, dedicaremos algunos párrafos para centrar los criterios de diseño de piezas a fabricar según estos procesos. Teniendo en cuenta que el proceso de moldeo por contacto a mano es precisamente la técnica de laminación que se utilizará en la realización del molde, se deberá procederá la lectura de los capítulos siguientes en los que, una vez disponible el molde, se describen con detalle las particularidades del proceso de moldeo. Los productos que se citan en la descripción de este método suelen corresponder a una determinada gama comercial completa, pero lo importante es conocer las características que deben reunir con objeto de solicitar al fabricante el producto adecuado para cada fase. Antes entrar de lleno en la descripción del sistema de fabricación de moldes conviene apuntar que las piezas realizadas por los denominados procesos “molde abierto” tienen una cara con acabado fino, denominada “cara vista” frente a la cara opuesta o “cara rugosa”.

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La cara vista es la que está en contacto directo con el molde y por lo tanto es esta cara la que determina por dónde se deben hacer el molde y el modelo de la pieza. 4.5.2.11.2 Criterios de diseño Son muchos los factores que intervienen en el diseño y en la elección del método de fabricación de materiales compuestos, como por ejemplo: - Tamaño y forma de la pieza. - Número de unidades a fabricar. - Factores ambientales de trabajo tales como exposición a ataque químico, temperatura, humedad, presión, etc. - Resistencia del material que se va a usar, el cual depende fundamentalmente del proceso de fabricación y de los componentes (fibra, matriz y modificadores o cargas en proporciones variables) que lo formen. Por tanto las propiedades del material pueden “buscarse”seleccionando adecuadamente la resina, la fibra y las cargas así como los porcentajes y orientaciones en que hay que incluir cada uno en el material compuesto. - Características del proceso de preparación de la resina, moldeado (proceso y duración) y curado. - Presencia de otros materiales tales como insertos o refuerzos metálicos - Necesidades de acabado tales como rugosidad superficial, textura, superficies orrugadas, etc. - Tolerancias dimensionales en caso de que existan. Debe tenerse especial cuidado con la contracción de la resina durante el proceso de curado. En cualquier caso pueden darse unas reglas generales de diseño a tener en cuenta siempre que se quieran moldear materiales compuestos por el método de contacto en molde abierto. Cuando la pieza tenga partes o caras cuyos planos se encuentren en distintas orientaciones, se deberá hacer el cambio o transición con un pequeño radio de curvatura (entre 5 y 12.75 mm) que permita al laminado acoplarse lo m s posible a la superficie del molde. En el caso de que no se efectúen estas zonas de geometría “suavizada” se corre el riesgo de que en ellas se acumule resina que no aporta propiedades resistentes pero que salta posteriormente o se rompe separándose del resto de la pieza quedando vacíos entre el laminado y el gel-coat. Por otro lado, cambios bruscos en la geometría superficial provocan zonas con concentración de tensiones. La curvatura máxima interior debe tener un radio mínimo de entre 5 y 6.5 mm. Los mínimos espesores que se pueden obtener son de, aproximadamente, 0.8 mm frente a 1.5 mm en el caso de moldeo por proyección simultanea. Las variaciones normales en espesor son de +0.8/-0.4 mm frente a +0.64/-0.64 mm en el caso de proyección simultánea. Los ángulos mínimos de desmoldeo son de entre 0º y 2º. Igualmente deben evitarse las zonas con cambios bruscos de espesor, puesto que elloimplica zonas con concentración de tensiones y riesgo de delaminaciones alto. En cualquiercaso la última l mina o l mina superficial debe ser lo m s continua posible, rodeando aaquellas que, m s pequeñas, puedan dar mayor espesor a la pieza en ciertas zonas.


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Deberán evitarse en la medida de lo posible aberturas agudas y estrechas, entallas, grietas, agujeros, e inclusiones de otros materiales. Cuando sean imprescindibles hay que procurar reforzar la zona con aumento de espesor o nervaduras en sus proximidades, y orientar la fibra de modo que no sufra cambios bruscos de dirección o cortes que impliquen pérdida de continuidad en la misma. Cuando se conozca la posición en la que ir mecanizado un agujero puede ir marcado sobre el molde, incluso colocando una prótesis de un material plástico que ser posteriormente mecanizada sin que el proceso implique corte de fibra. Es necesario diseñar componentes con formas tales que proporcionen rigidez por sí mismas, sin necesidad de colocar rigidizadores externos, y evitar salientes o aletas deformas puntiagudas. Al seleccionar el material de refuerzo debe tenerse en cuenta que, en general, las propiedades del laminado mejoran cuanto mayores son la longitud de la fibra y la temperatura de curado. Siempre que se pueda se usar fibra orientada en la dirección de los esfuerzos. Cuando se requieran propiedades en todas las direcciones se usará vidrio en forma de mat. Si es necesario puede usarse tejido con fibra orientada en dos direcciones perpendiculares que contendrán igual porcentaje de fibra o no según que el tejido sea equilibrado o desequilibrado. En general se prefieren tejidos tipo satén con poca ondulación de la fibra puesto que ello aumenta la rigidez y resistencia del estratificado. Pensemos que una resina de poliéster o epoxi tiene una elongación a rotura de, aproximadamente, entre 1 y 2 %, mientras que la deformación que puede admitir un tejido hasta que la fibra se encuentra perfectamente recta y orientada con el esfuerzo puede ser del 3 o 4 %. Ello hace que ante una carga inferior a la carga de rotura teórica calculada en función del porcentaje vidrio/resina, puede romper la resina y deteriorar por abrasión a la fibra. Igualmente los huecos que quedan en el paso trama-urdimbre pueden dar lugar a la acumulación de bolsas de resina pura, efecto indeseable. Por tanto siempre que se pueda se prefiere la superposición perpendicular de dos tejidos fuertemente desequilibrados separados por una mina de mat de pequeño gramaje que sirva de l mina amortiguadora. Frente a otros métodos de fabricación puede decirse que éste es el que mayor versatilidad ofrece en cuanto a tamaño y forma de las piezas a moldear, siendo la mayorsuperficie obtenida hasta la fecha mediante esta técnica de 372 m2 4.5.2.11.3 Fabricación del molde El molde de poliéster reforzado a partir del cual se obtendrán las piezas a fabricar,se construye a partir de un modelo generalmente realizado en madera. También pueden emplearse otros materiales tales como yeso, cemento, espumas rígidas, metales, etc... En el caso utilizar madera para la fabricación del modelo, ésta debe ser blanda, con objeto de poder trabajar con ella cómodamente. Asímismo debe ser regular en su constitución, exenta de nudos que originarían procesos prolongados de enducido y pulido y, cualquiera que sea el tipo de madera que se utilice, debe estar muy seca y con débil absorción de humedad, ya que el gran defecto de la madera en general es la influencia de los cambios de humedad en las formas, lo que obliga a trabajar en ambiente acondicionado. Se aconseja utilizar maderas de tilo o álamo, que responden perfectamente a estasexigencias, así como contrachapado marino. Utilizando espuma de poliuretano se pueden construir modelos con suma facilidad, ya que la espuma pesa menos que la madera, y por ello su traslado y manipulación resulta más cómodo. Además, es muy fácil

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de trabajar con los mismos útiles que requiere la madera. Trabajando con este material, los proyectos pueden ser esbozados con rapidez y la corrección de defectos se consigue con facilidad. La espuma más utilizada es la de 100 kg/m3 de densidad, que presenta una resistencia elevada a la compresión, aguantando bien los golpes, y con una resistencia a la abrasión tal que su moldeo es sencillo. Los modelos de escayola, yeso o cemento se utilizan cuando no se requiere mucha exactitud en las medidas y sobre todo en la fabricación de grandes piezas, como cascos de embarcaciones, piezas estructurales, etc. En algunos casos, se construye el armazón de ladrillo y después se enluce con yeso en la superficie. En cualquier caso, el modelo deber recibir el tratamiento superficial adecuado. El modelo tendrá la misma forma que la pieza final que se vaya a fabricar, mientras que el molde propiamente dicho tendrá la forma inversa (negativo de la pieza final). Según se desee que la cara lisa de la pieza final quede al exterior o interior, tendremos que partir de un modelo macho o uno hembra. De hecho, es más fácil obtener un mejor acabado sobre un modelo macho. Las condiciones de trabajo son más simples en este caso, sobre todo si se trata de formas complicadas y por eso se recomienda acometer en todos los casos posibles la construcción del molde a partir de un modelo macho. En los casos en que la superficie “vista” de la pieza final exija recurrir a un modelo hembra, dada la dificultad de tal realización, es preferible comenzar por la creación de un modelo macho y realizar con él una reproducción, pieza o mascarilla que se utilizará como modelo hembra, el cual servirá para realizar definitivamente el molde macho. De esta manera, se consigue que en las piezas finales obtenidas con este molde la cara lisa quede por el interior. Esta operación suplementaria realizada para la obtención del molde definitivo queda perfectamente justificada por la facilidad de realización del modelo, ya que el incremento de coste de la fabricación de la máscara o pieza intermedia se compensa con la ganancia de tiempo en la fase de preparación del modelo. 4.5.2.11.4 Preparación del molde Una vez obtenido el modelo, la etapa siguiente consiste en la preparación de su superficie, teniendo en cuenta que en la mayoría de los casos se ha utilizado un material más o menos poroso. Para ello se utilizan como aprestos productos específicos a base de resinas termo endurecibles que se aplican a pincel, rodillo o pistola. Un apresto debe tener una alta capacidad de adherencia y ser resistentes al calor, ya que sobre él se realizar posteriormente un laminado a base de resina y fibra, cuya reacción de endurecimiento, como ya hemos señalado en repetidas ocasiones, es exotérmica. Otras cualidades o características indispensables de un buen apresto para este propósito son las relativas a la contracción (baja o prácticamente nula) y la ausencia de poros en la superficie una vez aplicado. La aplicación debe realizarse de modo que se obtenga un espesor tal que una vez realizadas las operaciones de lijado, pulido y lustrado resulte un espesor final uniforme no superior a 750 - 1.000 micras, con objeto de reproducir lo más fielmente posible cualquier detalle de formas en la pieza final.


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Figura 4.5.12 Esquema de la disposición de modelo y molde

Teniendo en cuenta este espesor, es aconsejable proceder a una preparación previade la madera o material que constituya el modelo, con objeto de dejarlo lo más liso posible. Uno de los productos recomendados como apresto para la preparación del modelo es el Duraprim 001, en cuyo caso el proceso de aplicación concreto es: a) Mezclar cuidadosamente el Duraprim 001 en su recipiente de origen para redispersar correctamente las cargas que contiene. Para aplicarlo a pistola, se añade entre un 10 y un 40 % de diluyente (Durabuild) o acetona, hasta obtener una fluidez suficiente. b) Catalizar la mezcla con un 2 % de peróxido de metiletilcetona. Dado que el tiempo de gel a partir de la incorporación del peróxido es de unos 15 ó 20 minutos, sólo se debe preparar la cantidad que se pueda aplicar durante dicho tiempo. c) Aplicar una capa sobre la superficie, dejarla evaporar durante unos minutos y repetir la operación hasta alcanzar el espesor deseado. Si se aplica a pistola, pulverizar con boquilla de 1.5 - 2 mm a una presión de unos 3 Kg/cm2 Es posible aplicar capas de hasta 1.5 mm de espesor en continuo, pero en cualquier caso se tendrá en cuenta el tiempo necesario de secado. En el caso de capas demasiado espesas aplicadas en continuo, el endurecimiento ser más prolongado y tendremos mayores riesgos de retención de parte del disolvente. Procediendo de la forma indicada, la superficie del molde estará seca y lista para trabajar sobre ella al cabo de unas cuatro horas, aunque para mayor seguridad se aconseja dejar evaporar y endurecer hasta el día siguiente.

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Capítulo IV. Procesos d) El paso siguiente es actuar sobre la superficie del modelo para alcanzar el aspectoque debe conseguirse posteriormente en las piezas finales: Para ello, una vez totalmente seca la capa de enducción, se efectúa un lijado en secoa toda la superficie con papeles abrasivos de granos cada vez m s finos. Este lijado constituye el primer intento para obtener una superficie regular, pero normalmente no es suficiente, aunque a simple vista el aspecto del modelo parezca correcto. En el mercado existen numerosos grados de papel abrasivo, desde 100 a 2.000, consiguiendo buenos resultados finales con granos comprendidos entre 1.200 y 1.500, pero lo más importante para conseguir un lijado eficaz es que el tamaño de los granos sea lo más uniforme posible y la distribución sobre el papel también lo más homogénea posible, ya que en un papel abrasivo convencional la diferencia de tamaños entre los granos mayores y menores llega a ser de hasta 5 ó 7 veces, provocando ralladuras que retrasan y penalizan la operación. Para un lijado cómodo y seguro, se recomienda usar soportes adecuados para el papel, que además facilitan el movimiento de la mano y permiten ejercer una presión uniforme sobre toda la superficie. De esta forma se eliminar n las ondulaciones en la superficie y los denominados defectos de piel de naranja. e) La siguiente operación sobre la superficie del modelo que estamos tratando consiste en el pulido de la misma con objeto de limpiar y eliminar todos los restos de apresto y las imperfecciones que todavía queden. La omisión de esta operación provocaría imperfecciones en el futuro molde y por lo tanto también en la pieza final debidas a los restos de productos mal eliminados de la superficie del modelo. Para ello se utilizan agentes preparados a base de aceites y granos abrasivos. Los granos contenidos en esta preparación desaparecen durante el trabajo de fricción y de esta forma no se corre el riesgo de provocar ralladuras profundas. Entre estos agentes de pulido es aconsejable por su eficacia el pulidor Mirror Glaze MGM 1. f) Para obtener un modelo con un aspecto superficial brillante, además de la operaciónde pulido, es esencial lustrar el molde con un producto no abrasivo. En este caso, uno de los productos comerciales recomendables es el lustrador Mirror Glaze MGM 3, con el que llegamos a una superficie a brilloespejo. Es el último tratamiento no abrasivo antes de la aplicación del agente de desmoldeo. La operación de lustrado se realiza de forma muy eficaz mediante discos de espuma o boinas de piel de cordero. Los mejores resultados se alcanzan mediante el lustrado orbital, obteniendo con él mayor brillo sin trazas de aplicación giratoria. Es decir, se obtienen prácticamente los mismos resultados que si se hace la operación a mano, pero reduce considerablemente el esfuerzo del operador. Para este tipo de lustrado no se requieren condiciones de habilidad especial, simplemente se debe prestar atención a aplicar el tratamiento sobre la totalidad de la superficie. Para ello basta con avanzar poco a poco reiniciando la operación desde la mitad de la zona inmediatamente anterior.

4.5 Moldeo por contacto a mano Tabla 4.5.6 Tratamiento del moldeo según su naturaleza

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Otra técnica es la del lustrado circular, que se debe realizar a bajas velocidades para evitar el aumento de la temperatura de la superficie y la acumulación de electricidad estática (si es necesario conectar la superficie a tierra). El personal que aplica esta vía debe ser muy especializado. g) Por último, la operación definitiva que dejará el modelo listo para iniciar sobre él la construcción del molde es la de aplicación de uno o varios agentes desmoldeantes.

Figura 4.5.13 Desmoldeantes Esta operación acentúa si cabe el brillo, protegiendo de forma duradera la superficie del modelo y es imprescindible para poder separar el modelo del molde una vez construido éste. Para ello, se suelen utilizar ceras de carnauba entre las que recomendamos las Mirror Glaze MGH 8 o MGH 88. La aplicación de tales ceras se realiza mediante trapos limpios y suaves, cubriendo la totalidad de la superficie con el producto desmoldeante y esperando cierto tiempo antes de sacar brillo. Como orientación para conocer el momento en que se puede iniciar el lustrado de la cera, pasar la punta de los dedos sobre la superficie encerada: cuando los dedos vibren al deslizarse, es posible iniciar la operación de sacar brillo a la superficie.


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Al principio ejercer la presión necesaria para redistribuir la cera aplicada y eliminar el exceso de algunas zonas, y a continuación volver el paño del lado limpio y disminuir la presión realizando movimientos circulares para obtener el brillo final. Estas operaciones deben repetirse varias veces para conseguir los resultados esperados. Hay muchas teorías para determinar cual es el número ideal de capas de cera que hay que aplicar sobre los modelos e incluso sobre el tiempo que hay que esperar entre capa y capa, pero en la mayoría de los casos se suelen aplicar entre 3 y 5 capas de cera dejandoentre 15 y 30 minutos de una capa a otra. Suele ser recomendable aplicar alcohol polivinílico después de las capas de cera para garantizar mejor el primer desmoldeo. Las disoluciones de alcohol polivinílico se aplican mojando la superficie del molde con una esponja o pulverizándola con pistola y esperando unos 45 minutos a que la película se seque completamente. Hay que fijarse bien para no dejar goterones ni arrugas en la película de alcohol polivinílico, ya que se reproducirían en el molde. 4.5.2.11.5 Realización del molde Construcción del molde Sobre el modelo tratado y preparado según acabamos de indicar, se inicia la construcción del molde, operación que consta igualmente de varias fases: a) Aplicación del gel coat Para que el futuro molde tenga resistencia y duración, las primeras capas, que formarán la cara exterior del mismo están constituidas por un gel coat específico. El número de capas de gel coat normalmente es tres, aplicadas sucesivamente después de secarse la anterior. La cantidad de gel coat que se precisa para cada capa es del orden de 400 g/m2 obteniéndose de esta forma un espesor de 0,25 mm. por capa. La cantidad de catalizador a incorporar al gel coat se calcula de tal manera que se obtenga un tiempo de gel de una media hora para cada capa. Los detalles de aplicación del gel coat se revisar n en el capítulo correspondiente del método operatorio del Moldeo por Contacto a Mano. b) Estratificación El molde de plástico reforzado se compone de capas sucesivas de fibra de vidrioimpregnadas con resina de poliéster. Se aconseja poner en contacto directo con el gel coat una capa de mat de bajo gramaje, igual o inferior a 300 g/m2 La gama de mats M 413 de Vetrotex abarca un conjunto de productos ideales para la primera capa por su regularidad de gramaje y facilidad de deformación, adaptación a formas y detalles e impregnación. Una vez impregnada la primera capa de fibra de vidrio y eliminadas las burbujas de aire, se esperar a que alcance un estado avanzado de polimerización antes de aplicar la segunda. Las dos primeras capas de mat son necesarias al lado del gel coat porque en caso de utilización de tejido en capas posteriores evitan el marcado de éste sobre la superficie.

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Capítulo IV. Procesos A partir de la segunda capa, pueden utilizarse mats de gramajes superiores (450 ó 600). En este caso, se recurre a un mat de uso general de ligante en emulsión, como el M 4 (para formas sencillas) o el CM 500 (para formas más complejas), ambos de Vetrotex. El número y la composición de las capas posteriores varían en función de la forma y dimensiones del molde a construir. Para un molde de forma simple y de tamaño medio serán suficientes tres capas de mat de 600 g/m2, mientras que para piezas más importantes se alternarán sucesivamente capas de mat y tejido.

c) Colocación de rigidizadores Según la forma del molde que realicemos, tendremos que emplear rigidizadores con objeto de evitar deformaciones del molde durante la fabricación de las piezas finales. Estos rigidizadores se colocarán después de haber polimerizado completamente el molde, pero antes del desmoldeo, ya que una colocación prematura conduce casi siempre a aparición de marcas en la cara vista del molde, en los lugares donde se asientan los rigidizadores, por efecto de las diferencias de contracción. Los rigidizadores pueden ser tubos de cartón o piezas de madera o metálicas. La elección del material ser función de las formas y dimensiones del molde y los esfuerzos a los que se le someter. Estos rigidizadores se fijan al molde mediante estratificación con fibra y resina sobre los mismos. Por último, se coloca el bastidor, previamente preparado a base de tubos o perfiles metálicos, en la posición más favorable para su manipulación y uso. d) Desmoldeo Tras una polimerización lenta del molde a temperatura ambiente durante dos o tres días, podrá ser separado del modelo. Esta separación u operación de desmoldeo se efectúa con mayor o menor facilidad según la forma y tamaño del molde. Para moldes sencillos y pequeños, basta una simple operación manual, si es necesario valiéndonos de cuñas de madera o plástico semirrígido que se introducen entre molde y modelo para separarlos. En casos más complejos se aconseja practicar previamente orificios en el modelo para aplicar aire o agua a presión como ayuda al desmoldeo. (Estos orificios practicados en el modelo se cubren con papel adhesivo metalizado y reciben el mismo tratamiento que toda la superficie). e) Desbarbado y recanteo Como en la mayoría de los casos de moldeo de piezas de plástico reforzado con fibra de vidrio mediante procesos manuales, será necesario proceder al desbarbado final, que se realizará con ayuda de útiles adecuados, descritos en un próximo capítulo. Moldes de varias partes Como se señala al principio de este capítulo, hay piezas que debido a la complejidad de sus formas, es imposible realizar sus moldes de una sola pieza, por lo que se recurre a hacerlos de varias piezas, que se unen entre sí por medio de bridas atornilladas. El número de partes en las que se debe dividir un molde y la disposición de las juntas de unión es un aspecto que requiere un estudio cuidadoso para que el desmoldeo sea posible y reducir al mínimo necesario el número de partes, por el gasto extra de materiales y horas de trabajo que supone.


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El procedimiento a seguir se resume en los siguientes puntos: - Definición de las partes del molde y situación de las juntas. - En la situación de las juntas colocar reglas perfectamente ajustadas a las formas del modelo y con un ancho igual al de la brida (unos 75 mm). - Aplicar el gel coat y laminar una de las porciones, con sus bridas correspondientes. - Retirar las reglas que se usaron para moldear las bridas sin que se mueva la porción de molde laminada. - Moldear la porción o porciones adyacentes con sus correspondientes bridas, que tendrán como molde las laminadas en la porción anterior. - Taladrar las bridas antes de pasar a la fases de postcurado, rigidización y desmoldeo. Las bridas deben tener un espesor del orden del doble del correspondiente al molde y antes de laminar su última capa se insertan pletinas de acero con taladros, para los futuros tornillos de cierre, ajustados y espaciados unos 150 mm. La unión de las partes del molde se realizará por los orificios marcados por la pletina y realizados en la brida, con los tornillos apropiados y amplias arandelas. En la arista de las bridas que da continuidad a la cara de moldeo se deben emplear mechas de roving bien impregnadas con objeto de reforzarlas con vistas a los golpes que reciban.

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Figura 4.5.14 Fotografía de medio molde de casco de un barco tras ser desmoldeado éste En la Figura 4.5.15. se muestran esquemáticamente las diferentes fases de elaboración de un molde partido para moldeo de pequeñas embarcaciones, con detalles de la realización de las bridas de unión de las partes. La Figura 4.5.16. resume todo lo expuesto en este capítulo a través de las seis secuencias más importantes en la elaboración de un molde para embarcaciones a base de poliéster reforzado con fibra de vidrio.


Figura 4.5.15 Fases de la construcción de un molde de una embarcación en dos piezas: a)Colocación de la regla divisoria y laminación de una de las partes. b)Laminación de la otra parte una vez retirada la regla

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Figura 4.5.16 Fases de la construcción de un molde de una embarcación en cuatro piezas: a) Colocación de tres reglas como indica el dibujo y laminación de una mitad del fondo así como el costado opuesto entero b) Laminación del resto del casco una vez retiradas las reglas


Figura 4.5.17 Detalle de construcción de una brida de molde

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Figura 4.5.18 Fases de la construcción de un molde de una única pieza de poliéster reforzado con fibra de vidrio: a) preparación del molde b) Aplicación del desmoldeante. c) Aplicación del gel-coat d) Laminación de la primera capa e) Laminación completa f) Colocación de rigidizadores y desmoldeo


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4.5.2.11.6 Preparación del molde Una vez terminada la construcción del molde, antes de su uso a escala industrial es necesario proceder a la preparación del mismo. Esta preparación es similar a la de la superficie de los modelos desde la etapa previa a la estratificación, si bien los productos utilizados pueden ser de igual o diferente naturaleza. En la práctica existen varias vías de preparación de los moldes, pero las más generalizadas son las siguientes: preparación a base de ceras desmoldeantes y preparación a base de desmoldeantes semipermanentes. Preparación con ceras de carnauba La preparación a base de ceras desmoldeantes ha sido ya expuesta. Sin embargo, es necesario hacer constar que después de la separación de modelo y molde, la superficie de éste puede necesitar algún tipo de operación para conseguir que las piezas a moldear se obtengan con el mejor acabado superficial. Normalmente estas operaciones se reducen a un lavado para eliminar los restos de alcohol polivinílico en el caso de que éste haya sido utilizado, y a lo sumo ligeras operaciones de pulido y lustrado con los métodos y productos ya señalados en la preparación del modelo. Según la eficacia del desmoldeante, la operación deber repetirse cada cierto número de moldeos para evitar que en un momento dado la pieza quede adherida al molde. Otro factor que influye en el número posible de piezas a moldear entre aplicación y aplicación de desmoldeante es el grado de polimerización consiguiéndose mejores desmoldeos cuanto m s curada esté la pieza. Al principio se suele encerar el molde entre pieza y pieza moldeada, hasta un mínimo de tres veces. A partir de este momento se contabilizan el número de piezas moldeadas sin aplicar un nuevo encerado al molde hasta que aparezcan las primeras dificultades de desmoldeo, y se registra la cantidad alcanzada. Esta cantidad se conoce como ciclo y servirá como referencia para que antes de llegar a ella vuelva a encerarse de nuevo el molde. Normalmente, tras completar cuatro ciclos será necesario iniciar una primera operación de mantenimiento del molde, a base de limpieza, pulido y lustrado para continuar el moldeo con una superficie brillante.

Preparación con desmoldeantes semipermanentes En ocasiones, a pesar de su mayor costo inicial y mayor tiempo de aplicación, se revela interesante a largo plazo el uso de desmoldeantes semipermanentes. Existen numerosas soluciones de este tipo, basadas en la formación de una película resistente a la temperatura, disolventes, y abrasión, que permanece durante un número elevado de moldeos protegiendo la superficie del molde. Esta película no debe transferirse a la superficie de las piezas moldeadas, ya que ello implicaría la necesidad de tratamiento en los casos de pintado posterior u otro tipo de tratamiento (unión por adhesivos, etc.).

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En la industria de los plásticos reforzados uno de los sistemas más consolidados es el que exponemos a continuación a base de productos Frekote. El producto de base utilizado es el Frekote 44, convenientemente disuelto, que se aplica sobre la superficie de los moldes creando una interfase de desmoldeo semipermanente mediante adherencia química al formarse una micropelícula sin ensuciar el molde. Este demoldeante puede utilizarse con todos los tipos de moldes sea cual sea su naturaleza (moldes de poliéster, epoxi o metálicos). Antes de la aplicación del desmoldeante debe asegurarse que la superficie del molde está perfectamente seca y exenta de cualquier contaminación que pueda impedir la correcta formación de la micropelícula. En el caso de moldes nuevos es esencial que estén totalmente estabilizados, para evitar que una vez aplicado el Frekote 44 se produzcan microfisuras o grietas durante el postcurado. En cualquier caso, los moldes nuevos o aquellos con microporos se deben tratar previamente con tapaporos (Frekote B 15). En el caso de moldes reparados, es necesario tratar la zona reparada como si de un nuevo molde se tratase antes de aplicar el Frekote. En el caso de moldes ya utilizados es indispensable su limpieza a fondo con el fin de eliminar toda traza de cera (si es el caso) u otro desmoldeante anterior. Para esto es eficaz el limpiador Frekote PMC y se proceder como sigue: Empapar un trapo de algodón con el limpiador mencionado y eliminar la cera antes de que el disolvente del limpiador se evapore. Hay que cambiar con frecuencia de trapo ya que con los trapos sucios lo único que se consigue es transportar la cera de un lado a otro en lugar de eliminarla. Hay un método muy simple para saber si la eliminación de la cera ha sido total: se trata de aplicar un trozo de cinta adhesiva a la superficie del molde y tirar de él a 90º Si se despega con facilidad, significa que el molde contiene todavía cera y por lo tanto habrá que seguir con su limpieza. Por el contrario, si el despegado es difícil, significa que el molde está ya limpio y se puede iniciar el tratamiento con Frekote 44. Estos productos se aplican normalmente en spray manteniendo la boquilla del pulverizador a unos 2025 cm de la superficie del molde y procediendo de forma progresiva partiendo de un extremo y avanzando a través de zonas pequeñas (0.1 - 0.2 m2), evitando un exceso de producto. Se aplican seis capas o micropelículas dejando en cada ocasión que el disolvente se evapore durante unos diez minutos y dejando finalmente polimerizar el conjunto de las seis capas unos 20 minutos. Entonces el molde está listo para su utilización. También se puede aplicar con paños de algodón de manera similar a la descrita en los casos de pulverización. Para moldes de gran dimensión hay que cambiar frecuentemente de paños. En cualquier caso, la eficacia de estos productos es progresiva a lo largo de la utilización de los moldes en producción. Es necesario proceder como se indica en las recomendaciones del fabricante: después del primer moldeo es necesario aplicar una nueva capa. Después del tercer y sexto moldeo, repetir la operación. En estas condiciones, el molde se puede utilizar durante un gran número de moldeos, y el operador decidirá la frecuencia de nuevos tratamientos observando cuándo se presenta un grado notable de dificultad de desmoldeo. La frecuencia dependerá del tipo de resina de moldeo, de la configuración del molde y de la abrasión a la que sea sometido y es muy variable según los lugares de trabajo.


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Los moldes tratados con Frekote necesitan una limpieza más o menos programada, para lo cual será necesario en primer lugar eliminar los restos de películas anteriores. Esto se puede conseguir con Frekote Removal o con cualquier tipo de abrasivos ligeros. Durante el uso de Frekote hay que tener precauciones debido a su carácter sensible a la humedad, por lo que se aconseja cerrar cuidadosamente los depósitos después de su uso y no recuperar ni devolver a su origen el producto que sobra después de la aplicación. Desde el punto de vista de higiene y seguridad, se recomienda evitar todo contacto con la piel utilizando las vestimentas adecuadas, sobre todo guantes y trabajar en lugares bien ventilados. 4.5.2.11.7 Recuperación de moldes viejos En el caso de recuperación de moldes deteriorados, el proceso adecuado dependerá del grado de deterioro de los mismos, pero el procedimiento de trabajo es similar a lo ya expuesto: a) Eliminar los residuos lavando el molde con un producto adecuado, por ejemplo Mirror Glaze MGM 00. En caso necesario, reblandecer las amalgamas de cera/estireno y después aclarar y secar. b) Volver a lavar, esta vez con acetona para ayudar a salir y eliminar los vapores y acelerar el secado de la superficie del molde. c) Proceder según el resto de etapas descritas para la preparación del modelo, molde, etc., en la medida que se considere necesario.

Referencias 1. P. Antequera, L. Jimenez, A. Miravete y J. Ullod, “Procesos de transformación de la fibra de vidrio (I)”, 1994, pp. 350 2. Miravete, A. «Documentación de las I Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 20-22 Enero, 1988. 3. Miravete, A. «Documentación de las II Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 23-25 Mayo, 1990. 4. Miravete, A. «Documentación de las III Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 30 Marzo-3 Abril, 1992. 5. Miravete, A. «Documentación de las IV Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 11-14 Abril, 1994. 6. Miravete, A. «Documentación de las V Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 26-29 Junio, 1995. 7. Miravete, A. «Documentación de las VI Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Madrid 15-17 Abril, 1996.

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8. Miravete, A. «Documentación de las VII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 24 Junio, 1996. 9. Miravete, A. «Documentación de las VIII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 15-16 Febrero, 1999. 10. Miravete, A. «Documentación de las IX Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 12-13 Junio, 2000. 11. «Engineered Materials Handbook, Volume 1. Composites». ASM International, 1987. 12. «Engineered Materials Handbook, Volume 2. Engineering Plastics». ASM International, 1988. 13. Antequera, P., Jiménez, L., Miravete, A. «Los materiales compuestos de fibra de vidrio». Edita Secretariado de publicaciones de la Universidad de Zaragoza, 1991. 14. Miravete, A. «Los nuevos materiales en la construcción». Edita A. Miravete, 1994. 15. «Handbook of Composites». Edita George Lubin, 1982. 16. Mallick, P.K. «Composites Engineering Handbook». University of Michigan-Dearborn, 1997. 17. Gay, D. «Matériaux composites». Éditions Hermes, 199. 18. «Aerospace Structures». Edited by J. Loughlan. Elsevier Applied Science, 1990. 19. Hull, D. «Materiales compuestos». Ed. Reverté, 1987. 20. Mallick, P.K. «Fiber-Reinforced Composites». Marcel Dekker, Inc, 1993. 21. Hollaway, L. «Polymer composites for civil and structural engineering». Blackie Academic & Professional, 1993. 22. Mallick, P.K. «Composite Materials Technology». New York: Oxford University Press, 1990. 23. «Composite Materials in Aircraft Structures». Edited by D. H. Middleton. Longman, 1990. 24. «Proceedings of ICCM9, Books I-VI». Edited by A. Miravete. Madrid, 1993.

4.6 Moldeo por proyección simultánea

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4.6 MOLDEO POR PROYECCIÓN SIMULTÁNEA 4.6.1 Introducción El moldeo por proyección simultánea supone una primera evolución del. moldeo por contacto, al automatizar alguna de las operaciones con objeto de ganar productividad y reducir costes de fabricación, y como ya hemos apuntado anteriormente, se trata de procesos con numerosos puntos en común, por lo que en este capítulo solo se desarrollarán aquellas fases que les diferencian. Las materias primas son rigurosamente las mismas (a excepción de la presentación del refuerzo), aunque sus características varían ligeramente para una mejor adaptación al proceso: - Las resinas deben tener una viscosidad inferior, del orden de 3 - 5 poises a 25 ºC para permitir una buena pulverización e impregnación. Comercialmente, suelen suminis trarse con el acelerador incorporado, en concentraciones variables, ajustadas a la demanda precisa del utilizador y con los sistemas de inhibición correspondientes para asegurar un periodo mínimo de almacenamiento. Las posibilidades de incorporación de cargas son teóricamente las mismas, aunque en la práctica hay que tener en cuenta las limitaciones en los porcentajes en cuanto al aumento de la viscosidad y sobre todo el efecto abrasivo de las resinas cargadas sobre los circuitos de alimentación de las máquinas de proyección. Utilizar la resina de la viscosidad adecuada y velar para que a la hora de su aplicación tenga en perfecta disolución las cargas o aditivos, agitando con frecuencia. Demandar al suministrador resina específica para proyección simultánea.

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- Los sistemas catalíticos son del mismo tipo que los utilizados en el moldeo por contacto, pero pueden aplicarse en dosis más elevadas, ya que la incorporación del peróxido se realiza en el último momento y sólo afecta a la resina proyectada, evitando sobrantes de resina gelificada o endurecida y permitiendo de esta forma, ciclos de polimerización más cortos. Deben utilizarse sistemas catalíticos diluidos y de baja viscosidad para garantizar que la dosificación preestablecida se mantenga constante. Se recomienda el MEKP (peróxido de metil-etil-cetona, a ser posible coloreado, lo cual permitirá al operador, a simple vista , comprobar la presencia del mismo en el momento de la proyección. Este producto coloreado se puede encontrar en la mayor parte de los suministradores. - En cuanto a la fibra de vidrio, ya se han expuesto con anterioridad las diferencias existentes al hablar de los refuerzos en el capítulo de materias primas. - Los sistemas de limpieza son fundamentales. Antes de iniciar el trabajo, asegurarse de que el depósito de disolvente o el sistema de limpieza correspondiente al tipo de máquina utilizada esté en perfecto estado de funcionamiento. Para el circuito de la resina se utiliza normalmente acetona a presión, pero no se debe utilizar nunca acetona para limpiar el circuito de catalizador, ya que se pueden generar peróxidos inestables. En este caso, utilizar agua corriente. Es imprescindible que cada vez que se termina de proyectar se accione el mecanismo que abre el circuito de disolvente y permite su paso por la boquilla. Atención para que en el transcurso de esta operación el molde no reciba ninguna gota de disolvente. Vigilar la limpieza de los filtros para evitar los atascos por aglomeración de grumos de cargas o resina gelificada y procurar trabajar siempre a temperaturas constantes, por encima de los 20-22 ºC, usando calentadores si fuera necesario. Por ú1timo, en los trabajos con resinas cargadas, para la limpieza general del circuito, no lavar con disolvente, porque se separa la resina dejando las cargas. En estos casos, es preferible bombear resina no cargada a través del sistema y limpiar después con disolvente. En cuanto a particularidades que diferencian las posibilidades de cada proceso, podemos citar las que se refieren al tamaño y espesor de las piezas, siendo aconsejable utilizar la proyección simultánea a partir de una determinada superficie (> 0.3 m2) y conocer que el espesor que se puede conseguir está limitado a partir de los 2 mm, mientras que en el contacto a mano, el tamaño no conoce teóricamente límite inferior y este espesor se considera válido a partir de 0.5 - 0.7 mm. También es necesario señalar como aspectos diferenciadores de ambos procesos los de las inversiones y productividad, (superiores en la proyección). Las fases del método operativo completo, en este caso son las siguientes: a) Preparación del molde b) Aplicación del gel coat c) Reglaje de la máquina d) Proyección simultánea e) Impregnación y desburbujeo


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f) Polimerización g) Desmoldeo h) Desbarbado y mecanizado i) Control de Calidad Sabiendo que con excepción de las numeradas en 3º y 4º lugar, el resto de las fases del proceso son idénticas a las correspondientes del Moldeo por Contacto y ya expuestas con el máximo detalle, después de esta breve introducción, pasamos a la descripción de las específicas, es decir: c) Reglaje de la máquina d) Proyección simultánea Dedicaremos especial atención a todos los detalles relativos al cuidado y mantenimiento de la máquina y la identificación de los origenes de posibles fallos, sus repercusiones en la calidad de las piezas y sus modos de corrección.

4.6.2 Condiciones generales Antes de pasar a los reglajes propiamente dichos, incidiremos en las condiciones generales que debe reunir toda instalación de proyección simultánea para asegurar su correcto funcionamiento en continuo. Aire a presión. Es necesario disponer de una instalación de aire capaz de suministrar éste a una presión mínima y constante y en cantidades suficientes segun el tipo de máquina a utilizar. Los equipos más generalizados exigen una presión en la línea del orden de 8 Kg/cm2 y un caudal comprendido entre 500 y 800 l/minuto.

Figura 4.6.1 Detalle del cabezal de una pistola de proyección simultánea

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Para asegurar una adecuada alimentación de aire se recomienda que la línea de conducción no sea excesivamente larga y en cualquier caso con diámetros mínimos de los tubos superiores a media pulgada, para vitar las caídas de presión. Por otra parte, para evitar humedades que disminuyan la duración de las instalaciones, y que además afecten a la polimerización de las resinas, es conveniente intercalar los filtros y dispositivos necesarios para evitar condensaciones y asegurarse de que el aire que llega es seco. En cuanto al reglaje de la máquina, se procederá a órganos de regulación con objeto de obtener una velocidad de corte adecuada (del orden de 1,5 Kg/minuto cuando se emplea una mecha de 2.400 tex) y los caudales de resina y peróxido correspondientes. Hay que tener especial atención en los casos en los que se utilizan resinas cargadas, por el desgaste y deterioro adicional que ello ocasiona en los equipos. En estos casos es recomendable consultar al fabricante de la máquina con objeto de sustituir las piezas clave por otras equivalentes de materiales de larga duración, como son las agujas y asientos de la pistola, las boquillas de pulverización y los cilindros de la bomba de resina. Además, en estos casos es necesario retirar los filtros o aumentar el mallazo de los mismos para evitar disminuciones de flujo o separación de las cargas. Los rodillos y cuchillas deben estar limpios y secos. Cada cierto periodo es necesario verificar si quedan depositados filamentos o restos de ensimaje en los órganos de corte o simplemente en el interior de la pistola, procediendo a su eliminación para evitar interrupciones en el proceso o aparición de falsos cortes u otras incidencias. Guiahilos. Verificar la limpieza y correcta colocación de los guiahilos, procurando limitar al mínimo el número de ellos y disponerlos de tal forma que no se produzcan ángulos vivos en la trayectoria de las mechas, lo cual originaría mayor abrasión de los hilos de la mecha de fibra de vidrio, contaminando el ambiente con fragmentos de filamentos (“borra volante”) y además reduciría el caudal de fibra por aumento de la tensión de la misma por rozamiento. Fibra de vidrio. Elegir el tipo de roving adaptado a la aplicación (compatibilidad con las resinas, etc.) y con el proceso (rapidez de impregnación, trabajo en vertical u horizontal, etc.) y protegerlo adecuadamente para evitar que las gotitas de resina caigan sobre las bobinas y peguen a1gunas espiras entre sí perjudicando el devanado por arrastre de las mismas y atasco en los guiahilos. Es aconsejable mantener siempre la bobina en su embalaje individual de origen, es decir, no quitar la bolsa de plástico retráctil con la que normalmente están protegidas. En la alimentación de la fibra es conveniente realizar correctamente la unión de la bobina que se agota, con la siguiente, ya que normalmente se trabaja con bobinas de peso limitado (aproximadamente unos 18 20 Kg). La unión anudada debe practicarse de tal forma que el tamaño del nudo sea suficientemente reducido como para pasar sin dificultad por el orificio del cabezal de corte y su técnica de anudado tal que le permita deshacerse una vez cortado, antes de llegar al molde. Una alternativa a la unión anterior es el sisterna de “air splice”, o unión por aire a presión, que consiste en unir los extremos de dos mechas en el interior de un útil al efecto como el representado en la figura 4.6.3 y hacer pasar aire a presión de modo que los hilos de base de cada mecha se enreden entre sí.


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Figura 4.6.2 Modo de realizar la unión entre dos mechas de roving Otra posibilidad es utilizar el sistema Vetrocreel, propuesto por Vetrotex, consistente, en el suministro (bajo demanda expresa) de palets con 48 o 64 bobinas unidas entre sí de tal forma que con un mismo palet se puedan devanar sin interrupción la totalidad de su contenido (1.200 Kg aproximadamente) en el caso de “palet Vetrocreel una salida”, o menores cantidades en el caso de mayor número de salidas. Los números de salidas por palet corresponden a aquellos en los que se han agrupado y unido bobinas entre sí. De este modo, si hablamos por ejemplo, de un palet de 64 bobinas a cuatro salidas, podremos alimentar con el mismo palet 2 máquinas con dos mechas cada máquina con una autonomía muy superior a cuando alimentamos bobina a bobina. Aspiración y ventilación. Es igualmente necesario disponer de sistemas que no perturben las condiciones normales de trabajo e impidan la contaminación del resto de la nave por vapores y fibras cortadas. Se aconseja en este sentido desarrollar el proceso en lugares precisos y bien acondicionados, es decir disponer de la zona o cabina de proyección para lo cual es necesario dotar a los moldes de un sistema de sustentación que permita el desplazamiento cómodo y seguro de los mismos de una zona a otra con la máxima rapidez.

4.6.3 Mantenimiento El correcto funcionamiento en continuo de las máquinas de proyección es imprescindible, por lo que exponemos a continuación a modo de consejo las pautas a seguir para obtener la máxima duración de los equipos utilizados (basados en las instrucciones generales de uso y mantenimiento de la máquina Venus, y

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aplicable a la mayorías de máquinas estandard. En cualquier caso, cumplir rigurosamente las instrucciones facilitadas por el suministrador):

Figura 4.6.3 Equipo para unir mechas por el sistema air splice

Diariamente: - Mantener los recipientes de resina y catalizador cerrados, para evitar la entrada de cuerpos extraños en la máquina y evitar daños innecesarios - Descargar la humedad recogida en los filtros de aire - Engrasar las agujas de la pistola - Engrasar el motor de la cortadora - Controlar el ajuste del gatillo de la pistola - Limpiar perfectamente la cámara de mezcla de la pistola


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Semanalmente: - Controlar la presurización de los acumuladores, recargándolos si fuera necesario. - Limpiar el filtro de la resina, lavando todos sus componentes sumergiéndolos en acetona. - Revisar y limpiar el filtro del acelerador, desmontándolo y lavándolo con agua y aire. - Verificar el estado del rodillo de caucho y cuchillas y sustituir lo que sea necesario.

Trimestralmente: - Desmontar la pistola, separando la cabeza de la empuñadura. - Sumergir la empuñadura en acetona y quitar todos los residuos. - Lavar y secar cada uno de los componentes observando si están gastados o dañados. - Volver a montar, engrasando todas sus partes móviles. - Observar con atención el ajuste del gatillo antes de conectar los tubos. - Quitar la tapa de la cortadora y limpiar a fondo. - Desmontar el rodillo portacuchillas. - Limpiar a fondo con acetona y secar con trapo limpio.

Semestralmente: - Desmontar completamente las bombas de resina y catalizador (cilindro, componentes del pistón, etc.) limpiando a fondo y observar si existen daños o desgastes. - Sustituir las guarniciones recomendadas por el suministrador en su programa de mantenimiento preventivo. Para el cese de actividad durante periodos prolongados es recomendable vaciar toda la resina del sistema y llenarlo con disolvente para disolver bien los restos posibles de resina. A continuación hacer una circulación suficiente de disolvente a través de todo el sistema y finalmente vaciar todo el circuito y dejar todo el sistema en descarga

Antes de iniciar cualquier operación de mantenimiento o reparación son necesarias una serie de precauciones: -Llevar en todo momento la ropa protectora -Usar gafas de seguridad -Realizar la operación en presencia de otras personas que puedan prestar auxilio en caso de accidente -Cortar el suministro del aire de potencia de las bombas -Eliminar la carga del aire de los acumuladores a través de las válvulas

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4.6.4 Reglajes de la máquina Los reglajes de la máquina de proyección que permitirán un buen control y estabilidad del proceso productivo son los siguientes: - Caudal de la fibra - Caudal de la resina - Caudal del peróxido Además, hay una serie de ajustes en los diferentes elementos de la instalación que es necesario conocer, así como su influencia en el desarrollo del proceso: - Longitud de los hilos cortados - Estado de las cuchillas - Estado del rodillo de caucho - Ajuste del sistema de rodillos (distancias) - Orientación del abanico de resina - Orientación del haz de hilos cortados Caudal de la fibra El caudal de fibra de vidrio es función de diferentes parámetros que se deben conocer para poder calcular de un modo teórico la incidencia de cada uno, si bien en la práctica se procede a ajustar el caudal a través de mediciones aproximadas. De forma teórica podemos establecer: El diámetro de los rodillos motrices es del orden de 35 - 40 mm y las velocidades de giro oscilan entre 5.000 y 7.000 r.p.m., lo que se traduce en velocidades lineales de C=πDvnT

(Ec. 4.6.1)

Donde: C: caudal de fibra de vidrio (kg/minuto) D: diámetro del rodillo motriz (mm) T: título de las mechas de fibra (tex) n: número de mechas v: velocidad del cortador (r.p.m.) Devanado del orden de 500 a 600 m/minuto. La velocidad de giro se regula a través del manómetro correspondiente, haciendo variar la presión del aire.


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Para una alimentación a base de una mecha de 2.400 tex, esto significa un caudal de vidrio de aproximadamente 1.5 Kg/min, pudiendo trabajar con dos o más mechas, en función del tipo de máquina, siempre que el caudal de resina lo permita, para alcanzar las proporciones fibra/resina correctas. En la práctica, el reglaje del cortador se ajusta situando de forma aproximada el valor de la presión del manómetro de la cortadora y verificando el caudal de fibra recogiendo y pesando la cantidad de hilo cortado durante un minuto. Hay que verificar este reglaje en las condiciones exactas de marcha normal del proceso, por las influencias antes comentadas del nº y posición de los guiahilos, naturaleza del roving, etc. Caudal de resina En función de la cantidad de fibra de vidrio cortada se regulará el caudal de la resina, de modo que la relación en peso entre la fibra y la resina alcance un valor que puede oscilar entre el 25 y el 35 %. Existe una relación teórica entra el caudal de resina y el volumen de la bomba, por lo que será suficiente calcular el caudal mediante el producto de estos dos datos: volumen de bombeo y número de bombeos por minuto, corrigiendo la posición de la aguja del manómetro de la presión de la bomba para hacer variar el número de bombeos por minuto. Atención especial a la influencia de la viscosidad de la resina en el número de bombeos, y por lo tanto en el caudal obtenido para una misma posición del manómetro de presión. En la práctica, al igual que el ajuste del caudal de la fibra de vidrio, se procede a proyectar en las condiciones normales de trabajo resina pura durante un minuto y determinar su peso. Siempre que se trabaje en condiciones controladas y estables de temperatura y con las mismas materias primas, lo más práctico es establecer una tabla de reglajes que relacione los caudales obtenidos con las posiciones de las agujas de reglaje de la presión del aire de la bomba y del motor del cortador, pudiendo de esta forma variar rápidamente las principales variables del proceso, y como apuntamos en el capítulo de maquinaria y utillaje, es muy útil colocar sistemas de medida en continuo que suministren la máxima información de este tipo. Caudal del sistema catalítico El tercer caudal que debe regularse antes de empezar la proyección simultánea es el del sistema catalítico. Este reglaje es directo, pues en la mayoría de las máquinas, la bomba del catalizador es solidaria con la de la resina, por lo que al ser idéntico el número de bombeos de ambas, también lo será la relación de volúmenes bombeados. Esta relación de volúmenes se puede variar entre el 0.5 y el 3 % de catalizador con respecto a la resina al regular el recorrido del pistón convenientemente, mediante el dispositivo al efecto. A pesar de la sencillez de este reglaje, al ser un aspecto capital del proceso es necesario hacer todas las verificaciones necesarias para asegurar el correcto funcionamiento del sistema de dosificación del catalizador, con objeto de evitar defectos irrecuperables en las piezas fabricadas debidos a una mala mezcla o aportación del peróxido.

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Otro parámetro importante, sobre todo para la calidad de la proyección y las características de las piezas fabricadas es la longitud de corte de la fibra de vidrio. Las longitudes normales de corte en este proceso están comprendidas entre 25 y 50 mm. Con longitudes altas del hilo cortado se obtendrán teóricamente laminados de mejores características mecánicas, pero a medida que se aumenta esta longitud se deterioran las condiciones de corte (apertura, separación de los hilos cortados), y se dificultan las operaciones de rodillado (regularidad de tapiz, desburbujeo), por lo que en todo momento será necesario buscar el equilibrio entre las ventajas y los inconvenientes. La longitud de corte deseada se consigue en función del diámetro del rodillo, a través del número de cuchillas instaladas. A los rodillos estandard de la mayoría de las máquinas le corresponden tres o cuatro cuchillas equidistantes. Antes de iniciar las operaciones de proyección es necesario verificar el estado de rodillos guía y cuchillas y proceder a su sustitución en caso necesario. Además, es conveniente conocer el tipo de rodillo de caucho al que mejor se adapte la fibra utilizada, desde el punto de vista de dureza y material de base, para optimizar la calidad de corte, eliminar posible electricidad estática y obtener la máxima duración de rodillos y cuchillas. Cuando se coloquen cuchillas nuevas, es aconsejable matar ligeramente el filo frotándolas contra un cartón con el fin de evitar que el filo excesivamente vivo corte el rodillo de caucho. A continuación, es necesario ajustar la posición relativa de cada rodillo con relación al resto para obtener un corte de buena calidad. La separación entre el rodillo de cuchillas y el rodillo de caucho debe ser tal que este último se mueva sin esfuerzo llevado por el movimiento del rodillo de cuchillas. Una aproximación excesiva, con presión, puede originar un movimiento anormal del motor estropeando prematuramente los rodamientos. Además, el corte de la fibra se realizará con problemas y la duración del rodillos de caucho y las cuchillas se verá reducida. De la misma manera, el rodillo guía se colocará en contacto leve con el de caucho.

Figura 4.6.4 Variación de la apertura del abanico y orientación


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Por último, la orientación del abanico de la resina y del haz de fibras cortadas es fundamental para obtener un tapiz proyectado que se trabaje bien y pemita obtener espesores de laminado uniformes. Para el abanico de la resina, será necesario en primer lugar elegir el tipo de boquilla adecuada, consultando al fabricante de la máquina los tipos disponibles y los más aconsejables para cada aplicación. Para elegir correctamente el tipo de boquilla hay que saber que estas se caracterizan por el ángulo de salida y por el diámetro del orificio, por lo que la elección se hará en función del número de mechas de roving utilizadas y del caudal de resina que se quiera obtener. Con la boquilla adecuada no es suficiente para desarrollar una buena proyección: además es necesario encontrar el ángulo de incidencia óptimo para el encuentro de la fibra con la resina. Los esquemas de la figura 4.6.4 muestran las posibilidades de variación de la apertura del abanico, orientación e incidencia con la fibra. Los mejores resultados se obtienen utilizando un tipo de fibra de gran apertura y separación de los hilos cortados, actuando sobre la orientación del abanico de resina y el punto de incidencia de la fibra de modo que se obtengan capas de laminado anchas y finas en cada pasada.

4.6.5 Realización de la proyección sobre el molde La realización del proceso consiste en depositar sobre el molde de forma simultánea fibra y resina en las proporciones adecuadas y de manera que las cantidades depositadas originen sobre el molde un tapiz lo más homogéneo posible en cuanto a espesor y distribución. Durante la operación de proyección simultánea los movimientos deben ser precisos para garantizar el espesor deseado de la pieza y su uniformidad. El tapiz debe ser plano, para conseguir una fácil adaptación a las formas del molde y para que su desburbujeo sea lo más cómodo y completo posible. Además los materiales utilizados y la técnica aplicada deben pemitir el moldeo sobre todo tipo de superficies y formas sin que se deslice el tapiz, sobre todo en paredes verticales. Para ello, el operario debe dirigir la pistola hacia el molde y controlar su movimiento. Debe coger con firmeza la pistola con una mano y situarla frente al molde a una distancia de unos 50-60 cm. El mejor procedimiento es hacer un barrido vertical a una velocidad tal que no se deposite gran cantidad de materia sobre el molde con objeto de obtener la mejor regularidad de gramaje. En cualquier caso, el dominio se conseguirá mediante práctica prolongada. En algunas ocasiones, para facilitar la impregnación de la fibra de vidrio, se deposita una capa de resina sola sobre la superficie, anulando la acción del cortador de fibra. Esta práctica es aconsejable sobre todo para la primera pasada de proyección sobre una capa de gel coat para evitar la formación de burbujas cerca de esta capa de gel coat. El resto de las operaciones se realizan del mismo modo que en el caso del moldeo por contacto durante la impregnación y desburbujeo, con la ventaja de poder aplicar el rodillo de forma más espaciada, de modo que se trabajen mayores espesores en cada operación de rodillado.

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Figura 4.6.5. Modo de coger la pistola para proyección

Figura 4.6.6 Proyección de fibra y resina sobre el molde


Figura 4.6.7 Proceso de proyección y rodillado para compactación

Figura 4.6.8 Operación de compactado y desburbujeo

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Figura 4.6.9 Desmoldeo de la pieza curada

Referencias 1. P. Antequera, L. Jimenez, A. Miravete y J. Ullod, “Procesos de transformación de la fibra de vidrio (I)”, 1994, pp. 350 2. Miravete, A. «Documentación de las I Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 20-22 Enero, 1988. 3. Miravete, A. «Documentación de las II Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 23-25 Mayo, 1990. 4. Miravete, A. «Documentación de las III Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 30 Marzo-3 Abril, 1992. 5. Miravete, A. «Documentación de las IV Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 11-14 Abril, 1994. 6. Miravete, A. «Documentación de las V Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 26-29 Junio, 1995. 7. Miravete, A. «Documentación de las VI Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Madrid 15-17 Abril, 1996. 8. Miravete, A. «Documentación de las VII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 24 Junio, 1996.


817

9. Miravete, A. «Documentación de las VIII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 15-16 Febrero, 1999. 10. Miravete, A. «Documentación de las IX Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 12-13 Junio, 2000. 11. «Engineered Materials Handbook, Volume 1. Composites». ASM International, 1987. 12. «Engineered Materials Handbook, Volume 2. Engineering Plastics». ASM International, 1988. 13. Antequera, P., Jiménez, L., Miravete, A. «Los materiales compuestos de fibra de vidrio». Edita Secretariado de publicaciones de la Universidad de Zaragoza, 1991. 14. Miravete, A. «Los nuevos materiales en la construcción». Edita A. Miravete, 1994. 15. «Handbook of Composites». Edita George Lubin, 1982. 16. Mallick, P.K. «Composites Engineering Handbook». University of Michigan-Dearborn, 1997. 17. Gay, D. «Matériaux composites». Éditions Hermes, 199. 18. «Aerospace Structures». Edited by J. Loughlan. Elsevier Applied Science, 1990. 19. Hull, D. «Materiales compuestos». Ed. Reverté, 1987. 20. Mallick, P.K. «Fiber-Reinforced Composites». Marcel Dekker, Inc, 1993. 21. Hollaway, L. «Polymer composites for civil and structural engineering». Blackie Academic & Professional, 1993. 22. Mallick, P.K. «Composite Materials Technology». New York: Oxford University Press, 1990. 23. «Composite Materials in Aircraft Structures». Edited by D. H. Middleton. Longman, 1990. 24. «Proceedings of ICCM9, Books I-VI». Edited by A. Miravete. Madrid, 1993.

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4.7 CENTRIFUGACIÓN 4.7.1 Introducción Este proceso permite obtener cuerpos huecos cilíndricos o eventualmente troncocónicos con la ayuda de la fuerza centrífuga. Esta fuerza centrífuga tiene diferentes funciones: -

Colocación y sujeción del refuerzo en el molde

-

Distribución de la resina

-

Desburbujeo del material compuesto

-

Dar la presión necesaria en el caso de querer obtener elevados porcentajes de vidrio.

Las velocidades de rotación requeridas son grandes (incluso el equivalente a varios cientos de g, siendo g la aceleración de la gravedad = 9.81 m/s2). La velocidad lineal de la periferia del molde varía entre 900 y 1.200 m/min. La operación debe realizarse sin vibraciones. La velocidad de rotación, mantenida permanentemente bajo control, varía con el diámetro del molde y la viscosidad de la resina y oscila entre 500 y 3.000 r.p.m. aproximadamente. Es un proceso que permite obtener dos caras lisas, y si se quiere, una capa interior rica en resina. Debido a la elevada fuerza centrífuga necesaria y a la dificultad en la distribución de la resina en el mandril es difícil realizar tubos largos de pequeño diámetro con suficiente contenido en vidrio. Es además un proceso muy reproducible y permite un control de todos los componentes durante la fabricación. Por otra parte la mano de obra no precisa de mucha cualificación.

4.7 Centrifugación

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Como inconveniente tiene las elevadas inversiones y la forma (limitada a cilíndrica o troncocónica). También por contraposición al enrollamiento da tubos de mayor rigidez pero generalmente con menor resistencia mecánica. [1] Existe otra variante de este proceso conocida como rotación. En este caso se somete a una baja velocidad de rotación (200 a 500 r.p.m.) la mezcla de resina y fibra en el molde. Con este proceso se consiguen piezas finales de mayor tamaño pero a costa de un ciclo mayor.

4.7.2 Esquema de proceso A continuación se refleja el esquema de fabricación de tubos de gran diámetro a partir de hilos cortados, resinas y eventualmente cargas. Como se ve en este caso, hay un molde cilíndrico que gira alrededor de su eje horizontal en el cual se introduce el refuerzo, la resina y las cargas. La lanza corta la fibra y la mezcla con la resina introduciéndola en el molde giratorio. Cuando la resina ha endurecido se para la rotación y se desmoldea. Resina acelerante Resina + endurecedor Fibra continua Laminado

Molde giratorio Cortador de fibra y cabezal mezclador

Cilindros de arrastre

Figura 4.7.1 Esquema de fabricación de tubos de gran diámetro a partir de hilos cortados, resinas y eventualmente cargas Una variante sobre este esquema es la centrifugación en pequeños diámetros que no permiten la introducción de cortadoras por lo que se debe realizar exclusivamente a partir de refuerzos mat, tejidos o complejos [2].

4.7.3 Materias primas 1. Agente desmoldeante 2. Gel-coat 3. Resinas

820


4. Sistemas catalíticos 5. Fibras de refuerzo 6. Cargas Es interesante señalar que la resina debe tener baja viscosidad y los sistemas catalíticos deben ser del tipo “polimerización a temperatura ambiente”. Las fibras de refuerzo utilizadas son: - Mat de hilos cortados: se usan pequeños diámetros donde no se puede introducir una cortadora. Se recomienda que tengan un ligante que confiera alta solubilidad en estireno y buena resistencia a la manipulación. - Roving de corte (ensamblado): debe cumplir características tales como buena aptitud al corte y buen reparto de los hilos, insensibilidad a los fenómenos electrostáticos, buena capacidad de impregnación y compatibilidad con la resina. - Tejidos y complejos mat-tejido: También usados para pequeños diámetros o cuando se quiera obtener características mecánicas superiores a las que se pueden lograr con hilos cortados solamente. En cuanto a las cargas, está extendida la práctica de realizar una capa interior entre las dos pieles exteriores reforzadas con fibra de vidrio, en la que se introducen granos de sílice, lo cual confiere a estos tubos una gran rigidez sin incremento del coste. En la adición de cargas hay que tener en cuenta que tengan una densidad volumétrica conveniente ya que si no podrían crear porosidades indeseadas. Este método admite también el agregado de pigmentos y colorantes a la resina.

4.7.4 Maquinaria y utillaje Se utiliza como molde un tubo cilíndrico metálico que se hace girar sin vibraciones y a velocidad variable.

Figura 4.7.2 Vista general de la maquinaria del proceso de centrifugación

4.7 Centrifugación

821

El giro se realiza mediante un dispositivo lateral transmisor de movimiento y es guiado por unos rodillos. Una línea de distribución del refuerzo y de rociado de resina se sitúa de forma longitudinal en el interior del molde.

Figura 4.7.3 Detalle del proceso de centrifugación

4.7.5 Método operativo 1. Preparación del molde 2. Aplicación del gel-coat 3. Colocación del refuerzo (en caso de pequeños diámetros) 4. Distribución de la mezcla de impregnación (pequeños diámetros) o de la mezcla proyectada de hilos cortados y resina más las eventuales cargas. 5. Centrifugación de la mezcla 6. Polimerización 7. Desmoldeo La preparación del molde consiste en un tratamiento con los agentes desmoldeantes ya mencionados en apartados anteriores. También se puede dar una capa de gel-coat o se puede incorporar un velo de superficie si se desea un acabado más perfecto. Los refuerzos se colocan, en el caso de pequeños diámetros o bien cuando es necesario incrementar la resistencia mecánica, con la ayuda de un mandril giratorio que se introduce en el interior del molde que a su vez gira a pequeña velocidad.

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Figura 4.7.4 Centrifugación en pequeños diámetros Una vez que el molde está en movimiento y las capas de refuerzo se han adaptado a la pared, se reparte a pequeña velocidad de rotación la resina o bien simultáneamente el roving de corte y la resina pulverizada hasta conseguir el espesor deseado. También se pueden dar varias capas de diferente naturaleza (esperando a que la anterior haya gelificado), como se vio en el comentario de las cargas [3]. A continuación se realiza la centrifugación a gran velocidad para conseguir los efectos mencionados en la introducción del proceso, hasta que la resina llegue al estado de gel. Después puede reducirse la velocidad de rotación hasta conseguir que la resina tenga un grado de polimerización tal que permita el desmoldeo. Esta polimerización se verá acelerada con el uso de aire caliente en el interior del tubo o por otro método similar [4]. El desmoldeo, una vez finalizado el proceso de endurecimiento, no suele presentar complicaciones si se elige una resina con la suficiente capacidad de retracción. Las superficies obtenidas son muy buenas, tanto la que está en contacto con el molde como la interior, debido a la mayor concentración de resina ya que es el componente de menor peso específico (vidrio 2.55 – poliéster 1.10-1.20 g/cm3). Existe también la posibilidad de realizar de forma simultánea la aplicación de fibra y resina y su compactación mediante rodillos de acción automática que acelera y mejora el proceso de fabricación.

4.7 Centrifugación

823

4.7.6 Síntesis Forma de las piezas

Cilíndrica o troncocónica Longitud: de 0.3 a 6 m.

Dimensiones

Diámetro de 100 a 1600 mm. (incluso diámetros de 4.5 m. a baja velocidad)

Espesores

De 4 a 50 mm.

Posibilidad de insertos

Sí, si no interfiere con el desmoldeo.

% de refuerzo

20 a 50% en función de las resinas y cargas empleadas

Series de fabricación

Grandes

Mano de obra

Poco importante y poco cualificada

Cadencia de producción

De 1 a 30 piezas por día. Es muy normal 1 pieza por hora.

Inversión

Muy elevada

Superficie de trabajo

En general 4 veces la superficie proyectada de la mayor pieza a realizar Agentes desmoldeantes Gel-coat

Productos utilizados

Resinas Sistemas catalíticos Cargas (opcional) Fibra de vidrio Buen acabado de ambas superficies

Ventajas

Fácil desmoldeo Poca mano de obra Obtención de materiales tipo sandwich Limitación a formas cilíndricas o trococónicas

Desventajas

Imposibilidad de orientación de la fibra. Fuerte inversión Baja cadencia de producción.

Referencias 1. Miravete, A. «Documentación de las I Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 20-22 Enero, 1988. 2. Miravete, A. «Documentación de las II Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 23-25 Mayo, 1990. 3. Miravete, A «Documentación de las III Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 30 Marzo-3 Abril, 1992.

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4. Miravete, A. «Documentación de las IV Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 11-14 Abril, 1994. 5. Miravete, A. «Documentación de las V Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 26-29 Junio, 1995. 6. Miravete, A. «Documentación de las VI Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Madrid 15-17 Abril, 1996. 7. Miravete, A. «Documentación de las VII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 24 Junio, 1996. 8. Miravete, A. «Documentación de las VIII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 15-16 Febrero, 1999. 9. Miravete, A. «Documentación de las IX Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 12-13 Junio, 2000. 10. «Engineered Materials Handbook, Volume 1. Composites». ASM International, 1987. 11. «Engineered Materials Handbook, Volume 2. Engineering Plastics». ASM International, 1988. 12. Antequera, P., Jiménez, L., Miravete, A. «Los materiales compuestos de fibra de vidrio». Edita Secretariado de publicaciones de la Universidad de Zaragoza, 1991. 13. Miravete, A. «Los nuevos materiales en la construcción». Edita A. Miravete, 1994. 14. «Handbook of Composites». Edita George Lubin, 1982. 15. Mallick, P.K. «Composites Engineering Handbook». University of Michigan-Dearborn, 1997. 16. Gay, D. «Matériaux composites». Éditions Hermes, 199. 17. «Aerospace Structures». Edited by J. Loughlan. Elsevier Applied Science, 1990. 18. Hull, D. «Materiales compuestos». Ed. Reverté, 1987. 19. Mallick, P.K. «Fiber-Reinforced Composites». Marcel Dekker, Inc, 1993. 20. Hollaway, L. «Polymer composites for civil and structural engineering». Blackie Academic & Professional, 1993. 21. Mallick, P.K. «Composite Materials Technology». New York: Oxford University Press, 1990. 22. «Composite Materials in Aircraft Structures». Edited by D. H. Middleton. Longman, 1990. 23. «Proceedings of ICCM9, Books I-VI». Edited by A. Miravete. Madrid, 1993.

4.8 Pultrusión

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PARTE B. PROCESOS DE MOLDE CERRADO 4.8 PULTRUSIÓN 4.8.1 Introducción La pultrusión es un proceso de fabricación de estructuras de materiales compuestos automático, continuo y muy versátil, con el que se obtienen perfiles de sección constante. Estas secciones pueden ser en forma de barra, tubo, angular, viga cajón, placa, o en formas más complejas siempre respetando ciertas restricciones del proceso que serán descritas más adelante. El término pultrusión se refiere tanto al producto final como al proceso de fabricación. En todos los casos se usa una fibra de refuerzo que va embebida en una resina termoestable, que reacciona químicamente cuando se le aplica calor generando una reacción exotérmica. El perfil resultante es conformado hasta el punto de que no pueda ser alterada su forma dentro del rango de temperaturas de operación del mismo. El proceso de fabricación puede ser comparado con la extrusión convencional. Sin embargo, en vez de empujar el material a través de una determinada sección, se tira (pull) de él para evitar roturas y desalineamiento de fibras. La pultrusión es un proceso de fabricación muy competitivo en coste debido a su alta automatización y a la gran variedad de formas que se pueden obtener. La pultrusión permite la incorporación de muy diversos materiales al proceso, desde la fibra más habitual, que es la fibra de vidrio hasta fibras como el carbono o la aramida. Dentro de las resinas las más habituales son las resinas de poliéster y de viniléster. Las resinas de epoxi, y las fenólicas e incluso algunas termoplásticas son también pultrusionables. En la figura 4.8.1 se presenta una máquina de pultrusión con las distintas partes que configuran el proceso.

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Figura 4.8.1 Máquina standard de pultrusión El proceso comienza cuando se tira de las fibras de refuerzo, en forma de roving, tejido, mat, etc., que están colocadas en forma de bobinas en unos cantres al comienzo de la línea. El refuerzo se impregna de resina líquida al pasar a través de un baño o a través de una zona donde la resina se proyecta con inyectores. Las bandas de refuerzos impregnadas pasan a través de una zona de conformado donde son preformadas con la forma de la sección del molde. Una vez preformadas entran en el molde, que tiene la forma precisa de la sección que se pretende obtener, en donde a través de un proceso térmico y de presión se hace polimerizar la resina termoestable a través de una reacción altamente exotérmica, obteniéndose la forma final de la pieza. Una vez que el perfil sale del molde se le deja enfriar a temperatura ambiente, mediante una corriente forzada de aire o mediante una corriente de agua, mientras es continuamente tirado mediante un mecanismo que simultáneamente engancha y tira del perfil. El perfil sale del mecanismo de tirado y es cortado automáticamente a la longitud requerida mediante una sierra. Existen dos tipos de productos obtenidos mediante pultrusión: -En la primera categoría entran las barras y placas sólidas que están fabricadas con refuerzos axiales, habitualmente de fibra de vidrio sobre resina de poliéster, para aplicaciones en las que se requieren altas rigideces y resistencias longitudinales. Ej: Cañas de pescar -En la segunda categoría están los perfiles estructurales que usan una combinación de fibras axiales, y fibras multidireccionales, como mats y tejidos, para alcanzar los requerimientos tanto longitudinales como transversales. Ej: Perfiles en viga cajón para la construcción de puentes. Más del 90% de los productos fabricados mediante pultrusión son de fibra de vidrio-poliéster [1]. Cuando se requiere una alta resistencia a la corrosión se usan resinas de viniléster. Si es una combinación de altas propiedades mecánicas y eléctricas se usan las resinas de epoxi y cuando se necesitan combinar una alta resistencia a la temperatura y altas propiedades mecánicas se usan las resinas epoxi combinadas con fibras de aramida y de carbono.

4.8 Pultrusión

827

4.8.2 Ventajas y desventajas de la pultrusión Las principales ventajas de la pultrusión son: Las piezas de material compuesto obtenidas mediante pultrusión exhiben las propiedades típicas de los materiales compuestos como, alta relación resistencia/densidad, alta resistencia a la corrosión, aislantes eléctricos, estabilidad dimensional, etc. Además presentan una serie de ventajas que son inherentes al proceso: 1.

Cualquier longitud de perfil que sea transportable puede ser pultrusionada, debido a la naturaleza axial del proceso, incluyendo piezas de muy pequeño diámetro, como los núcleos de las fibras ópticas que pueden llegar a tener longitudes de 2.2 Km.

2.

Cualquier forma compleja de sección, siempre que sea constante incluso con paredes de bajo espesor, o secciones huecas, puede ser obtenida mediante pultrusión [1].

3.

Preformas de madera o de espuma pueden ser incluidas de forma continua en los productos pultrusionados. Además de paredes simétricas, que son siempre más fáciles de pultrusionar, se pueden obtener secciones con paredes con distintos espesores.

4.

La posibilidad de usar una amplia gama de refuerzos y preformas con una amplia gama de resinas tanto termoestables como termoplásticas.

5.

La posibilidad de producir una amplia gama de formas con costes de operación bajos debido a la necesidad de poca mano de obra y a la alta automatización y continuidad del proceso.

6.

El acabado de las piezas fabricadas mediante pultrusión es de alta calidad debido a la precisión de la superficie del molde. Las principales desventajas de la pultrusión son:

1.

La alta dificultad de fabricar estructuras que no sean unidimensionales, como barras o perfiles y además de sección constante lo que no permite la optimización estructural de las mismas en algunas ocasiones donde se tienen distribuciones de esfuerzos no homogéneas.

2.

La imposibilidad de orientar las fibras en ángulos óptimos para el tipo de cargas y esfuerzos que se deben soportar. Sólo es posible orientar las fibras de forma unidireccional, o bien el uso de refuerzos en forma de tejido, equilibrado o desequilibrado o en forma de mat, para aumentar las propiedades transversales de la pieza. Actualmente, para salvar este inconveniente se están comenzando a usar preformas de braiding o preformas de laminados cosidos con orientaciones diferentes que permiten una amplia gama de orientaciones para el refuerzo, aunque el uso de estas preformas aumenta considerablemente el coste del producto final [1].

3.

La necesidad de un molde de altas prestaciones con acabado muy fino para no impedir el avance de la pieza en el proceso y con la necesidad de un sistema de calentamiento y en ocasiones de presurización interior, hacen que el coste del mismo sea muy elevado y que se necesite de series de fabricación muy largas para amortizarlo.

4.

La velocidad del proceso es relativamente lenta (3 m/min) comparada con la velocidad de la extrusión (30 m/min). Esta velocidad está determinada por la cinética de la reacción de polimerización de la resina y por la magnitud de las fuerzas de fricción generadas en el molde debidas a las bajas tolerancias entre cavidad y pieza con las que se ha de trabajar [1].

828


5.

Debido al acabado tan fino de las piezas fabricadas mediante este proceso, se suelen dar problemas de adhesión cuando es necesario unir estas piezas mediante uniones adhesivas. Para obtener uniones de altas prestaciones es necesario aplicar previamente un proceso de preparación de la superficie de unión desde un punto de vista mecánico (lijado de la superficie) como desde un punto de vista químico (baño con sustancias que catalizan la reacción de adhesión).

6.

En perfiles de pultrusión altamente unidireccionales no es posible realizar uniones mecánicas con altos requerimientos estructurales.

4.8.3 Materias primas básicas para el proceso de pultrusión Una de las características más importantes de la pultrusión es la amplia gama de materiales que se pueden usar lo que conduce a la obtención de materiales compuestos con una amplia gama de propiedades. Dada una determinada geometría para la sección del perfil, el ingeniero de diseño tiene un surtido ilimitado de combinaciones de material para generar el compuesto. A la hora de elegir el material se debe tener en cuenta los requerimientos mecánicos del producto final, así como los efectos de temperatura, ambientales y de tiempo de operación, así como el coste del material en el producto final. 4.8.3.1 Materias primas de refuerzo La fibra más ampliamente usada en este proceso es la fibra de vidrio, debido a la facilidad de aprovisionamiento de la misma y a su bajo coste. Dentro de las fibras de vidrio, la más usada es la fibra de vidrio E, que tiene una resistencia última máxima de 3.450 MPa y un módulo elástico de 70 GPa con elongaciones máximas de rotura entre un 3 y un 4%. Estas fibras generan materiales compuestos muy resistentes aunque también bastante elásticos. Si se requiere mayor rigidez y resistencia se puede usar la fibra de vidrio S que presenta una resistencia última máxima de 4.600 MPa y un módulo elástico de 85 GPa. Cuando se necesitan mayores rigideces se recurre al uso de las fibras de carbono. Estas fibras presentan resistencias últimas que varían entre los 2.050 y los 5.500 MPa y módulos de rigidez que oscilan entre 210 y 830 GPa con elongaciones de rotura entre 0.5 y 1.5%. Estas fibras presentan propiedades únicas como alta conductividad eléctrica, coeficientes de expansión térmica muy pequeños e incluso negativos, alta lubricación y baja densidad. Las fibras orgánicas de alto módulo, como la aramida, son una opción interesante cuando se necesita alta rigidez y resistencia específicas debida a su baja densidad (1.45 gr/cm3). La resistencia última de estas fibras es de 2.750 MPa con módulos de rigidez de 130 GPa y elongaciones últimas superiores al 4%. Estas propiedades generan materiales compuestos muy resistentes, que presentan comportamientos muy buenos ante cargas de flexión, de impacto y de choque. Por otra parte, estas fibras presentan serias deficiencias en resistencia a compresión y a cortante interlaminar. Recientemente, se han comenzado a usar para pultrusión otras fibras de origen orgánico como las fibras de polietileno o las fibras de nylon. Una vez que se ha elegido la fibra, la siguiente consideración que debe hacerse es la posibilidad de orientarla en las direcciones óptimas para aprovechar sus propiedades de forma más ventajosa. Todos los materiales usados para el proceso de pultrusión deben proveerse en una forma continua para asegurar largos periodos de trabajo en continuo sin defectos, ni necesidad de empalmes.

4.8 Pultrusión

829

Las formas en que se presentan los distintos refuerzos son: ROVING: Es la forma más habitual y la más usada en el proceso de pultrusión. Los rovings de fibra de vidrio se designan por el número de gramos/kilómetro (Tex) que pesa el hilo. Los más habituales varían entre 1.100 a 4.800 Tex [2]. Estos rovings se presentan típicamente en bobinas con tubo-soporte cuyo peso ronda los 20 Kg. Los rovings de fibra de carbono se proveen en tamaños que dependen del número de filamentos por mecha, siendo los más usuales de 3K, 6K y 12K filamentos [1]. El peso de estas bobinas oscila entre 0.9 y 2 kg según el número de filamentos del hilo. Esta diferencia en la presentación de las bobinas entre los roving de vidrio y de carbono genera problemas en la disposición de los rovings en los cantres, por lo que actualmente se están desarrollando fibras de carbono con mayor número de filamentos (40K,160K y 320K). Existen un tipo de rovings denominados Spun Roving o roving con bucle que se usan para rellenar los ángulos y mejorar las propiedades mecánicas transversales del producto [2]. MAT DE HILOS CONTINUOS: Este refuerzo tiene fibras orientadas aleatoriamente en un plano. Se usa habitualmente en pultrusión para aumentar las propiedades mecánicas transversales del material que constituye las piezas y para generar superficies exteriores ricas en resina. El mat más habitualmente usado es el fabricado con fibra de vidrio E con gramajes de 300, 450 ó 600 gr/m2 [2]. La mayoría de las piezas fabricadas mediante pultrusión combinan el uso de los refuerzos en forma de roving y de mat con objeto de balancear las propiedades longitudinales y transversales. TEJIDO BIAXIAL: Cuando se requiere obtener un material con contenidos de volumen en fibra análogos en dirección longitudinal y transversal se debe recurrir a refuerzos en forma de tejidos biaxiales. El uso de estos materiales implica problemas de impregnación, de estabilidad de las fibras cosidas, etc. por lo que habitualmente se usan laminados biaxiales cosidos tal y como se comenta posteriormente. Estos tejidos pueden ser de fibra de vidrio o de carbono y se proveen con gramajes de 200 a 550 gr/m2 para el caso de tejidos equilibrados (50% de refuerzo en cada dirección) y hasta 900 gr/m2 para el caso de tejidos desequilibrados (70%/30% ó 90%/10%) [2]. Los tejidos biaxiales se introducen como láminas internas en el perfil junto con capas exteriores de mat. LAMINADOS BIAXIALES: Son laminados de fibras orientadas unidos mediante un cosido a lo largo del espesor. La ventaja de estos sistemas de refuerzo es que permiten una amplia gama de orientaciones al refuerzo en el interior del material pultrusionado, desde sistemas absolutamente transversales hasta sistemas con orientaciones +/-θ. Estos laminados son disponibles tanto en vidrio como en carbono. TEJIDOS MULTIAXIALES: Estos tejidos, habitualmente cuasiisótropos (-45/90/45/0), proveen al material de unas propiedades mecánicas isótropas además de asegurar la estabilidad del tejido durante el proceso de fabricación. VELOS DE SUPERFICIE: Son disposiciones análogas a los mats pero con gramajes y contenidos en refuerzo muy inferiores. 4.8.3.2 Resinas La elección de una matriz adecuada para el material y de una formulación adecuada para la misma es esencial pues, además de mantener unido el refuerzo y transferir las tensiones entre fibras, hay una serie de propiedades del material que dependen únicamente de la resina como son el comportamiento a altas temperaturas, la resistencia a la corrosión, las propiedades dieléctricas, y la conductividad térmica.

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Las resinas más habitualmente usadas en el proceso de pultrusión son: RESINA DE POLIÉSTER INSATURADA Esta es la resina más comunmente usada debido a sus buenas propiedades mecánicas y físicas, facilidad de curado y coste. Una característica necesaria para que puedan ser usadas en el proceso de pultrusión es la capacidad de gelificar y curar rápidamente para generar la estructura final con celeridad en el molde y pueda abandonar éste en poco tiempo. La viscosidad típica de uso en este proceso para las resinas de poliéster es de 500 cps [3]. Las características generales de esta resina independientemente de los aditivos que se le añadan son: -Buena resistencia a la corrosión ante la mayoría de los medios. -Alto nivel de contracción en el proceso de curado que puede ser controlado mediante la adición de productos low-profile, que ayudan a controlar las microfracturas que genera la contracción [1]. -La temperatura de transición vítrea oscila entre 80 y 120 ºC. Si se excede esta temperatura en el curado se reducen drásticamente las propiedades mecánicas de la misma. La temperatura máxima de operación de los materiales compuestos de poliéster es de 200-250ºC [2]. -Las resinas de poliéster pueden ser frágiles o tenaces en función de los aditivos que se incorporen. La deformación máxima de estas resinas es del 5% [1]. -Las propiedades eléctricas del poliéster lo hacen adecuado para su uso como aislante en líneas eléctricas de alta tensión -Las propiedades ambientales de estas resinas son medias-buenas y pueden ser mejoradas mediante aditivos que absorban la radiación ultravioleta de la luz solar. RESINAS DE VINILÉSTER Estas resinas se usan cuando se necesita alta resistencia a la corrosión o bien un comportamiento idóneo a altas temperaturas como una alternativa frente a las resinas de poliéster. Además de estas propiedades también presentan un comportamiento mejorado ante cargas de choque e impacto y ante esfuerzos interlaminares frente a la resina de poliéster. Sin embargo su alto coste (hasta un 75% más cara que la resina de poliéster) y la necesidad de usar velocidades de pultrusión inferiores para que se complete la reacción de polimerización hacen que el uso de esta resina se reduzca a aplicaciones muy especiales [1]. RESINAS DE EPOXI Estas resinas se usan cuando se requieren altas propiedades físicas y mecánicas. Las resinas de epoxi presentan resistencias a flexión y a cortadura superiores a las de las resinas de poliéster y viniléster. Además presentan excelentes propiedades eléctricas y anti-corrosivas. Las resinas epoxi incluyen altos costos al producto terminado, tanto de material como de proceso. El precio de las mismas es de 3 a 6 veces superior al de las resinas de poliéster [1]. Además debido a sus características químicas la reacción de polimerización es muy lenta por lo que la velocidad de pultrusión ha

4.8 Pultrusión

831

de ser muy baja. Además los dispositivos de calentamiento del molde para la fabricación de piezas de epoxi, deben ser capaces de proveer más cantidad de calor al mismo puesto que las temperaturas de curado son superiores y mantenidas durante más tiempo. Otro problema es la tendencia del epoxi a adherirse a la superficie del molde, por lo que las piezas pultrusionadas de epoxi suelen presentar defectos superficiales, como fibras expuestas, carencias dimensionales, etc. Uno de los métodos usados recientemente para solucionar este problema es el uso de vibración ultrasónica en el molde.

4.8.4 Descripción del proceso de pultrusión Los elementos básicos de todas las máquinas de pultrusión son muy similares, pero hay diferencias en la selección de los sistemas de calentamiento, de tracción, de amarrado y de corte dependiendo de los materiales utilizados, y de la forma de la pieza a fabricar. A continuación, se describen los sistemas más habituales para cada una de las partes del proceso: 4.8.4.1 Sistemas de alimentación de material Las fibras de refuerzo, tanto en el caso de rovings como en el de tejidos, mats o velos, se presentan en forma de bobinas o rollos para favorecer el flujo continuo de material en el proceso. Los rovings se presentan en bobinas con tubo-soporte, generalmente de cartón, especialmente diseñado para el devanado continuo de las mismas por el exterior. El peso de las mismas oscila entre 15 y 25 kg, para el caso de roving de fibra de vidrio,y entre 0.9 y 2 kg para el caso de roving de fibra de carbono [1]. Se colocan en los cantres sobre ejes con rodamientos especiales para mantener constante la tensión en el hilo al ser devanado en distintos diámetros de bobina. Algunas bobinas se presentan sin tubo-soporte para devanado interior, pero esto genera torsiones en la fibra no deseadas, por lo que no suele utilizarse. Los cantres pueden llegar a albergar un gran número de bobinas y pueden ser fijos, para grandes instalaciones, o móviles. En la figura 4.8.2 se presenta una instalación como la descrita anteriormente con bobinas de roving de vidrio.

Figura 4.8.2 Cantre fijo y bobinas de roving de vidrio

832


Las bobinas pueden colocarse vertical u horizontalmente, según requiera el proceso y según sea el diseño del cantre. Las fibras son guiadas hasta la máquina mediante una serie de guías cerámicas, o placas perforadas de acero o plástico. Esto permite el tirado de las mismas, mientras se mantiene su alineamiento y se reduce la posibilidad de rotura. Algunos cantres permiten la posibilidad de usar varías guías en posiciones distintas que permiten mantener la tensión en el hilo de cada bobina. Es muy importante a la hora de seleccionar un cantre determinado la posibilidad de cambio rápido de las bobinas así como del número máximo de estas. Los cantres de las bobinas de roving son habitualmente la primera instalación de la línea de pultrusión. Después del cantre de las bobinas de roving se sitúa el cantre de los rollos de mat, tejido o velos de superficie. Estos se presentan en rollos cuyo diámetro exterior oscila entre 305 y 610 mm y el núcleo interior entre 75 y 100 mm [1]. El cantre debe estar diseñado para dar cabida a ambas dimensiones y además asegurar la posición fija del rollo para facilitar el aporte de material en la posición deseada. En la figura 4.8.3. se presenta el devanado de uno de estos rollos.

Figura 4.8.3 Devanado de un rollo de mat

Figura 4.8.4 Rovings pasando a través de una placa de alineamiento

Cuando las fibras, tanto en forma de roving, como de tejido, mat o velo se dirigen al sistema de impregnación se les hace pasar a través de una serie de placas de alineamiento especificadas para cada material con objeto de evitar torsionados, nudos y daños en los refuerzos. Una de estas placas de alineamiento se presenta en la figura 4.8.4. La longitud total del cantre considerando tanto el de rovings como el de rollos puede ser de hasta 4 metros. 4.8.4.2 Sistemas de impregnación y preconformado del refuerzo El método de impregnación más habitualmente usado es el de impregnación mediante tanque o baño. En este sistema se hacen pasar las fibras a través de unos rodillos fijos que están sumergidos en un baño de resina, lo que hace que la fibra se extienda y absorba resina. Este método se recomienda para el caso de productos fabricados únicamente con rovings y cuyas formas son fácilmente reproducibles con las bandas planas que salen del baño. En casos en los que sean necesarias bandas de refuerzo verticales o cuando se pretendan fabricar perfiles huecos, la impregnación mediante tanque no es práctica por el hecho de que es necesario reorientar el refuerzo a la salida del baño hasta su posición final en la pieza. En estos casos se hace pasar el refuerzo

4.8 Pultrusión

833

a través de un dispositivo con paredes verticales a través de las cuales se hace llegar la resina a éste, a la vez que se le mantiene alineado y preconformado hasta la forma final que ha de tener en la pieza. El preconformado se realiza después del proceso de impregnación del refuerzo, aunque durante este proceso ya se den algunos pasos iniciales para facilitarlo. Las guías de preconformado están usualmente unidas al molde de la pultrusión para asegurar la correcta alineación del material preconformado con la cavidad del molde. Las aperturas y agujeros de estas guías deben tener suficiente tolerancia para evitar excesiva tensión sobre el refuerzo impregnado, pero deben asegurar una retirada adecuada de la resina sobrante del refuerzo para evitar que se generen fuerzas hidrostáticas en la entrada de la cavidad del molde. El material usado para las guías de preconformado suele ser Teflón, acero cromado o polietileno de alto peso molecular [1]. Un método de impregnación y preconformado alternativo consiste en la inyección de resina directamente en las guías de preconformado o en el molde después de que haya sido introducido el refuerzo seco [4]. Aunque esta técnica minimiza los problemas asociados con el método de impregnación mediante baño, tienen algunas limitaciones, sobre todo de impregnación, y de retención de burbujas de aire en el material. Este método de impregnado por inyección está limitado a estructuras con bajos o medios porcentajes de refuerzo (< 50% en peso). Un esquema del proceso se puede observar en la figura 4.8.5.

Figura 4.8.5 Esquema del método de impregnación mediante inyección de resina 4.8.4.3 Sistemas de anclaje y calentamiento del molde La clave de todo proceso de pultrusión es el molde. El molde debe mantener las fibras alineadas, debe comprimirlas hasta la fracción en volumen deseada, y debe asegurar el curado del material en un tiempo relativamente corto, sin dañar el material. Habitualmente se usa una estructura metálica fija sobre la cual se coloca el molde rígidamente unido a ella mediante bridas. Esta estructura y los anclajes embridados se diseñan de forma que los golpes de tracción que hacen avanzar el material a través de la máquina de pultrusión sean soportados por ella sin permitir ni el desplazamiento relativo del molde ni deflexiones de la estructura fija. Con este anclaje mediante bridas, se pueden colocar alrededor del molde placas calefactadas que usan aceite caliente, o resistencias eléctricas en posiciones determinadas que provocan el calentamiento de la pieza para favorecer la reacción de polimerización de la resina. Se colocan también alrededor del molde termopares que controlan la temperatura interior del mismo y la cantidad de calor que se aporta. Este sistema es efectivo en el caso del uso de un único molde. Cuando se usan múltiples moldes simultáneamente es necesario aplicar calor con grandes placas calefactadas con aceite caliente o mediante resistencias de

834


forma global, aunque el control de la temperatura y aporte de calor debe hacerse individualizadamente por molde con objeto de controlar el proceso de curado. Otro método alternativo para calentar los moldes simultáneamente es el uso de rodillos calefactados que disponen de zonas fijas de control de temperatura mediante termopares con realimentación desde el propio rodillo. La ventaja de este método radica en que los moldes se calientan uniformemente con ciclos de temperatura muy reducidos, porque los cambios de temperatura son detectados antes en la fuente de calor que en la carga. Sin embargo, existe una cierta diferencia de temperatura entre los rodillos y los moldes que ha de conocerse para que el control sea lo más preciso posible. Habitualmente la instalación de calefactado mediante rodillos puede separarse automáticamente de los moldes con objeto de que éstos puedan ser cambiados rápidamente y se obtengan altas producciones debido a bajos tiempos no productivos. En la zona de entrada del refuerzo impregnado al molde es esencial la disposición de un dispositivo que mediante proyección por chorro de agua fría o aire y durante cortos períodos de tiempo enfríe esta zona para evitar el endurecimiento prematuro de la resina, lo que ocasionaría una parada del aprovisionamiento de material al molde. Alternativamente, la zona de entrada al molde puede no ser calefactada y proveer el enfriamiento necesario mediante convección natural. El parámetro de control más importante de la pultrusión es la temperatura interior del molde, puesto que esto determina el nivel de la reacción de polimerización, la posición de la reacción dentro del molde, y la magnitud del pico exotérmico. La temperatura interior del molde para activar la reacción de polimerización de las distintas resinas que se usan en pultrusión oscila entre los 100 ºC y 150 ºC. Aquellos materiales que han sido curados inadecuadamente presentan propiedades físicas y mecánicas muy bajas. El exceso de aporte de calor al molde puede ocasionar choque térmico al material reduciendo de forma importante sus propiedades tanto eléctricas, como anticorrosivas y mecánicas. Con objeto de mejorar los niveles productivos y para reducir las diferencias de temperatura entre el material y el molde que contribuyen a que se produzcan choques térmicos se suele precalentar el refuerzo impregnado antes de entrar al molde. Este aporte de calor se suele realizar mediante radiación (radio frecuencia), inducción (microondas) o conducción [5].

Figura 4.8.6 Detalle de un molde de perfil en C 4.8.4.4 Métodos de enganche y tracción del producto Entre el mecanismo de tracción y la salida del molde debe haber una distancia mínima de 3 metros o más para asegurar el correcto enfriamiento del perfil mediante convección natural o mediante convección forzada

4.8 Pultrusión

835

por chorro de agua o de aire. Esto permite que el material adquiera la resistencia adecuada para resistir las fuerzas de tracción y enganche para tirar del producto a través del molde. Los tres mecanismos de enganche-tracción del producto son los que se indican a continuación: -Tracción intermitente + Enganche alternante -Tracción continua + Enganche alternante -Tracción continua mediante correa TRACCIÓN INTERMITENTE + ENGANCHE ALTERNANTE Este es el método usado por las máquinas de pultrusión más antiguas. El método de enganche consiste en unas mordazas con almohadillas que son gobernadas hidráulicamente. Un carro que contiene este mecanismo de enganche es tirado mediante una cadena continua que está unida a una máquina eléctrica con posibilidad de aplicar tirados con velocidades variables y reversibles. El tirado se produce en un espacio de 3 o 4 metros. Al final de esta distancia, el mecanismo de enganche se abre y el carro retorna a su posición inicial, mientras el producto queda momentáneamente estático en la máquina. Variaciones de este diseño de enganche-tracción todavía se pueden encontrar hoy en la industria, incluyendo mecanismos de enganche para producción simultánea con múltiples moldes [1]. TRACCIÓN CONTINUA + ENGANCHE ALTERNANTE Este es el sistema usado por la mayoría de las máquinas modernas. Este método es una generalización del método anterior. Los ciclos de enganche, extensión y retracción comentados en el método anterior son realizados mediante dos mordazas sincronizadas para conseguir un flujo continuo del producto en la máquina. Existen sutiles variaciones entre máquinas distintas sobre todo en el mecanismo de tirado, que puede realizarse también usando cilindros hidráulicos, cadenas accionadas mediante dispositivos hidráulicos, o bien mediante dispositivos de engrane. Los métodos de enganche pueden ser hidráulicos, neumáticos o mecánicos mediante cuñas. El requerimiento básico es que se pueda aplicar una presión suficiente sobre la sección del producto en una longitud relativamente corta (< 460mm) [1] para que el mecanismo de enganche pueda superar la resistencia del molde y se pueda mantener una velocidad uniforme (figura 4.8.7).

Figura 4.8.7

836


Este sistema de tracción se usa generalmente para perfiles macizos y las velocidades habituales de operación varían entre 0.1 y 3 m/min en función de la complejidad y espesor del perfil y del tipo de resina empleada. La fuerza de tiro en régimen se sitúa por debajo de 1 Tm y en caso de parada, esta fuerza puede ser superior a 3 Tm. TRACCIÓN CONTINUA MEDIANTE CORREA Los sistemas de tracción continua mediante correa han sido desarrollados a partir de los sistemas de tracción usados en las máquinas de extrusión por tirado, pero han sido modificados para mayores cargas en las máquinas de pultrusión. Estos sistemas de tracción pueden ser usados para producción en molde simple o para molde múltiple cuando todos ellos sean de las mismas dimensiones. Incluso con esta restricción, el amarre no regular de la correa puede ocasionar pérdida de tracción en alguna cavidad, aunque se puede decir que debido a que el área de contacto con el producto es superior a la de los métodos anteriormente descritos se producen menos tensiones locales sobre las zonas de amarre. Este sistema se usa generalmente para la fabricación de perfiles huecos. Un versión más flexible de la tracción continua mediante correa es la llamada “Tracción Caterpillar” que consiste en la disposición a lo largo del contorno de la cadena a la salida del molde de una serie de mordazas tractoras que van unidas a unos amarres dispuestos en la cadena que tracciona el producto. Esta modificación permite la fabricación de formas complejas y la producción continua en múltiples cavidades. La máquina controla que se mantenga una presión regular entre cadenas de diferentes cavidades. El número de mordazas tractoras que se disponen en cada cadena varía en función de la complejidad del producto, aunque para un producto standard pueden variar entre 12 y 60 mordazas.[1] (figura 4.8.8)

Figura 4.8.8 4.8.4.5 Sistemas de corte Cada línea de pultrusión requiere un sistema de corte del producto a la longitud deseada. Muchos sistemas emplean sierras radiales manuales o sierras montadas sobre mesas que avanzan a lo largo de la línea según fluye el producto. Las máquinas más sofisticadas montan sierras automáticas, lo que elimina la necesidad de la mano de obra en esta operación. Estas sierras usan tanto sistemas de corte en seco como sistemas de corte lubricado y refrigerado con líquido de corte. Además miden la longitud del producto para el corte mediante células fotoeléctricas.

4.8 Pultrusión

837

Para el corte de perfiles de pultrusión de fibra de vidrio se usan sierras con discos continuos de carburo de silicio o discos con canto diamantado debido al carácter abrasivo de esta fibra. El corte obtenido con estos discos es limpio y plano sin provocar roturas locales. En el caso del corte de perfiles fabricados con fibra de aramida debido al carácter fibrilar y frágil de la misma, no puede ser realizado con estos discos pues provocan cortes desiguales con delaminaciones. Para el corte de estos perfiles se usan sistemas de chorro de agua que dejan cortes limpios y regulares [1].

4.8.5 Utillajes para el proceso de pultrusión Dentro del utillaje para pultrusión se pueden distinguir dos tipos de útiles: 1.

El molde, que es el componente que ha sido mecanizado con precisión para dar la forma final requerida al producto.

2.

Las instalaciones que se requieren para alinear y preconformar el refuerzo seco e impregnado a la entrada del molde, así como las instalaciones requeridas para el amarre y el flujo del material a lo largo del molde.

4.8.5.1 El molde Los moldes para pultrusión se fabrican habitualmente en acero templado-revenido y preendurecido hasta una dureza superficial de 30 en escala Rockwell C. Los moldes se construyen usualmente con multiples piezas que se unen unas a otras mediante uniones atornilladas generando la cavidad necesaria para la sección que se pretende fabricar. Cada pieza del molde es desbastada hasta la forma final que ha de tener. Una vez alcanzada esta forma se libera de las tensiones típicas del proceso y se pule hasta una dimensión de grano de 0.5 a 0.65 mm. Cada componente del molde es alineado hasta generar la forma final de la cavidad. El alineamiento se asegura mediante rebajes en las zonas de unión de las piezas, así como mediante una ranura a lo largo de la línea de partición del molde. Los distintos componentes son unidos mediante uniones atornilladas que mantienen todas las piezas unidas cuando actúa la presión en el interior durante el proceso de curado del producto. La cavidad interior de cada componente del molde es pulida de nuevo hasta que se obtiene una longitud de grano de 0.25 mm. Una vez obtenida esta superficie se aplica en toda la cavidad un baño de cromo de espesor 0.025 mm a 0.038 mm, que incrementa la dureza superficial de la misma hasta 6872 Rockwell C. La zona de entrada al molde se mecaniza con amplios radios de acuerdo y grandes pendientes en las zonas planas para minimizar el efecto de desgaste del material al entrar al molde [1]. Un proceso alternativo es el uso de acero termoendurecible al que se le somete a un proceso térmico que incrementa su dureza superficial hasta 60 Rockwell C [1]. De esta forma, no es necesario el recubrimiento de la cavidad con un baño de cromo. El problema de estos moldes radica en que debido a su alta dureza son muy frágiles y por lo tanto son propensos a fracturarse en zonas de concentración de tensiones o zonas donde se produzcan impactos. Por otra parte, la ventaja de estos moldes radica en su alta resistencia al desgaste lo que minimiza el gasto de mantenimiento de los mismos. Los moldes con recubrimiento interior de cromo deben ser inspeccionados habitualmente puesto que si se rompe la zona de recubrimiento de cromo, el sustrato de acero posterior se desgasta muy rápidamente. Es difícil predecir la vida útil de un molde pero una media de 15.000 a 30.000 metros de producto es usual para un molde con recubrimiento interior de cromo, aunque estas cifras pueden ser dobladas o

838


triplicadas si se vuelven a recubrir estos moldes. Una vida útil equivalente se puede esperar de los moldes de acero termoendurecible si se realizan diseños de los mismos que eviten las zonas de concentración de tensiones. Las longitudes típicas de los moldes varían entre 600 y 1.500 mm dependiendo esto del tamaño, complejidad y tolerancias de las piezas [1]. Los sistemas de calentamiento del molde, que ya han sido comentados anteriormente, suelen ser dispositivos accesorios que son exteriores al molde y que son adaptables a este. De esta forma se reduce el coste del mismo.

4.8.6 Diseño de piezas fabricadas mediante pultrusión 4.8.6.1 Criterios básicos de diseño El diseño de cualquier perfil de pultrusión requiere un adecuado conocimiento tanto del material, que en algunos casos limita la configuración del perfil, como del proceso de fabricación. En principio, no hay límite máximo ni mínimo para el tamaño de la pieza que puede ser fabricada mediante pultrusión, aunque en cada máquina éste está limitado por las guías de preconformado y guiado del material así como por el equipo de tracción y enganche del producto. Las máquinas standard pueden fabricar piezas de 200 mm de anchura X 100 mm de altura hasta 760 mm de anchura X 200 mm de altura. Existen máquinas que pueden producir piezas de más de 1.500 mm de anchura X más de 600 mm de altura. Las máquinas más grandes necesitan equipos de tracción muy importantes para poder tirar del producto fabricado de forma que el proceso se mantenga continuo. La capacidad de tracción es especialmente importante cuando la resina comienza a endurecer y empieza la contracción del material en el molde. Las fuerzas de tracción típicas de las máquinas standard oscilan entre 6 a 8 toneladas pero las máquinas más grandes pueden llegar a alcanzar las 20 toneladas. Mediante el proceso de pultrusión se puede producir cualquier forma que sea extrusionable. La pieza que se desea fabricar debe ser constante a lo largo de su longitud porque mediante este proceso no es posible fabricar perfiles de sección variable. Algunas formas curvas pueden ser conformadas mediante una variante del proceso, pero el equipo requerido varía bastante del equipo standard para la pultrusión de formas rectas. Otra limitación para las formas que pueden ser pultrusionadas es la dimensión del molde. Formas huecas de grandes dimensiones o multicelulares requieren secciones de molde muy grandes, lo que implica altos costos de fabricación del mismo. Cuando la pieza está reforzada con refuerzos en forma de mat la anchura máxima de la sección, es la anchura máxima del rollo de mat que actualmente es de 3 metros, mientras que la anchura mínima es de 100 mm puesto que cortar la banda de mat más estrecha elimina su naturaleza continua. Para piezas con refuerzos axiales la anchura máxima depende de la anchura máxima de la máquina mientras que la anchura mínima puede ser inferior a 0.76 mm. Cualquier longitud de producto transportable puede ser pultrusionada. En cuanto a los espesores típicos de las piezas se ha de tener en cuenta que no pueden ser muy altos debido a la naturaleza exotérmica de la reacción de polimerización de las resinas que provoca un flujo de calor a través de la pieza que ha de poder ser fácilmente evacuable de la misma para eliminar la posibilidad del choque térmico que generaría roturas y delaminaciones en el interior de la pieza. Cuando se usan como refuerzos combinadamente roving y mat, los espesores de las paredes están limitados a aproximadamente 25 mm. Para piezas que están reforzadas únicamente con roving, y usando precalentamiento del material preconformado antes de entrar al molde, se pueden pultrusionar barras sólidas de hasta 75 mm de diámetro.

4.8 Pultrusión

839

Cualquier refuerzo puede ser usado en el proceso, aunque las fibras de vidrio, carbono, aramida y las termoplásticas son las más frecuentemente usadas. Todos estos refuerzos están disponibles en forma de roving, de tejido, de mat, y también en forma de laminados cosidos biaxiales. Además cualquier combinación híbrida de estas fibras puede ser incluida en el producto fabricado siempre que los coeficientes de expansión térmica sean parecidos. Con respecto a la forma de la sección se deben tener en cuenta las siguientes consideraciones, que son indicadas gráficamente en la tabla 4.8.1. -No existe ningún límite de ángulo entre las paredes de la sección del perfil pero debe tenerse en cuenta la contracción del material, sobre todo en las esquinas para que el ángulo obtenido en la sección sea el ángulo incluido en el molde. -Pueden ser incluidas ranuras longitudinales no simétricas en la sección usando moldes de acero con múltiples partes. -La sección de la pieza puede tener costillas longitudinales, así como secciones corrugadas también longitudinales aunque deben diseñarse con cuidado las transiciones usando radios de acuerdo suficientes. El uso de estos radios reduce la concentración de tensiones en los cambios de sección en las paredes donde hay costillas longitudinales además de reducir el desgaste en el molde. Los radios de acuerdo habitualmente usados en piezas reforzadas con refuerzos en forma de mat es de 1.6 mm, mientras que para piezas con refuerzos axiales, como barras y placas, el radio mínimo es de 0.79 mm. -Agujeros y protuberancias aisladas no pueden ser fabricadas mediante pultrusión. -Se pueden incluir en las piezas insertos longitudinales como cables de antena, madera laminada, espuma de poliuretano, etc. pero requieren una gran carga de trabajo por parte del pultrusionador y son habitualmente evitados. -Es deseable mantener un espesor de pared uniforme a lo largo del perfil, aunque son posibles variaciones de espesor dentro de la sección de una pieza. En estos casos la velocidad de la pultrusión viene determinada por el tiempo de curado de la parte de la sección más gruesa.

840

Capítulo IV. Procesos Tabla 4.8.1 Criterios de diseño de piezas fabricadas mediante pultrusión [1]

4.8.6.2 Propiedades típicas de las piezas fabricadas mediante pultrusión PROPIEDADES MECANICAS Las piezas fabricadas mediante el proceso de pultrusión exhiben una amplia gama de propiedades mecánicas derivadas de las amplias posibilidades en la elección de refuerzos, contenidos de volumen en fibra, forma de disposición de los refuerzos etc. La direccionalidad de la resistencia mecánica en una pieza pultrusionada puede ser fuertemente modificada mediante la sustitución de refuerzos longitudinales en forma de roving por refuerzos transversales en forma de mat o tejidos. Un producto con refuerzo únicamente longitudinal presenta unas propiedades mecánicas en dirección axial que son al menos 10 veces superiores a estas mismas en dirección transversal. En este tipo de piezas las propiedades de la fibra dominan las propiedades axiales mientras que las propiedades de la resina dominan las propiedades transversales. A medida que aumenta el volumen de fibra en la dirección transversal al añadir capas de mat o tejido decrece el volumen de fibra en dirección longitudinal, de forma que las propiedades mecánicas transversales aumentan a expensas de las propiedades mecánicas longitudinales. En la tabla 4.8.2 se presentan las propiedades mecánicas de dos piezas fabricadas con fibra de vidrio-poliéster, una con refuerzo axial y otra con refuerzo balanceado entre ambas direcciones.

4.8 Pultrusión

841 Tabla 4.8.2

Material

Densidad (gr/cm3)

EL (GPa)

ET (GPa)

X (MPa)

X´ (MPa)

Y (MPa)

Y´ (MPa)

Barra sólida (70% refuerzo axial)

2

41.4

10

690

-410

100

-90

Perfil (50% de refuerzo en cada dirección)

1.8

17.2

15

207

-190

200

-185

El valor absoluto de las propiedades mecánicas de un material depende fuertemente del tipo de refuerzo elegido. En la tabla 4.8.3. se presenta este efecto para tres materiales con distinto refuerzo y con igual contenido de volumen en fibra. Tabla 4.8.3

Material

Densidad (gr/cm3)

EL (GPa)

X (MPa)

X´ (MPa)

Vidrio E-Epoxy

2

40

690

-410

Carbono-Epoxy

1.65

120

1250

-800

Kevlar 49-Epoxy

1.28

80

1400

-280

Otras propiedades mecánicas que pueden ser relevantes son la resistencia al impacto y la absorción de energía. Las fibras orgánicas presentan buen comportamiento ante choque e impacto, por lo que son habitualmente usadas en aplicaciones donde se deba absorber energía o se den cargas importantes de impacto, como en el caso de chalecos antibalas. Las propiedades de choque e impacto de los materiales reforzados con fibras de carbono son bajas y se deben a la resiliencia propia de la resina de la matriz. Estas propiedades son algo superiores en materiales reforzados con fibras de vidrio, aunque también bastante pobres. Así mismo, la resistencia a fatiga de los materiales compuestos reforzados con carbono o aramida es superior a la de los materiales reforzados con fibra de vidrio. PROPIEDADES QUÍMICAS Y DE RESISTENCIA A LA CORROSIÓN Estas propiedades en los materiales fabricados mediante pultrusión son atribuidas a la resina de la matriz. Los ataques químicos y corrosivos se producen tanto en la superficie de la pieza como en los extremos. La presencia en estas zonas de una capa rica en resina provee al material de mayor resistencia a la corrosión. Debido a que la naturaleza de este proceso de fabricación requiere altos contenidos de volumen en fibra así como altas presiones de moldeo para rellenar el volumen del molde y minimizar la porosidad es difícil obtener capas exteriores ricas en resina. Lo que se realiza habitualmente es colocar en la superficie del producto una capa de mat o un velo rico en resina. El espesor de esta capa oscila entre 0.15 y 1 mm.

842


Los extremos cortados de la pieza se recubren mediante baño con una capa adicional de resina para proteger las fibras de los ataques químicos y corrosivos.

4.8.7 Normativa asociada al proceso de pultrusión [6] A continuación se presentan una serie de normas que hacen referencia al proceso de pultrusión y al control de calidad de las piezas pultrusionadas. Todas ellas son normas ASTM.

Tabla 4.8.4 Normas ASTM

Especificación

Descripción

D2344

Test para la determinación de la resistencia a cortante fuera del plano de laminados unidireccionales mediante el método de viga corta.

D3518

Test para la determinación de la resistencia a cortante-deformación en el plano de laminados unidireccionales.

D3647

Clasificación de las formas debido a su composición de plásticos reforzados fabricados por pultrusión.

D3878

Definición standard de términos relacionados con fibras de refuerzo de alto módulo y sus composites.

D3914

Test para la determinación de la resistencia a cortante en el plano de plásticos reforzados con fibra de vidrio (GRP) fabricados mediante pultrusión.

D3917

Tolerancias dimensionales de secciones de plásticos reforzadas con fibra de vidrio fabricadas por pultrusión.

D3919

Definición standard de términos relacionados con piezas de plásticos reforzados.

D4385

Clasificación visual de defectos en piezas de termoplásticos reforzados fabricadas mediante pultrusión.

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4.8 Pultrusión

843

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4.9 Prensa

845

4.9 PRENSA 4.9.1 Prensa en frío 4.9.1.1 Introducción El moldeado por prensa en frío es un proceso de moldeo que utiliza baja presión y molde con ausencia de calor. Es un procedimiento adaptado a las series comprendidas entre 1.000 y 10.000 piezas/año que requiere inversiones relativamente bajas, debido a las bajas presiones de trabajo, que permiten la utilización de moldes de plástico reforzado y prensas de reducida fuerza de cierre. A pesar de las bajas inversiones se consiguen acabados razonablemente buenos en ambas caras de la pieza. Es un proceso económico y atractivo para pequeños componentes de unos 5 kg. [1] [2]. Su aplicación puede ser cualquier producto con relativa forma simple que pueda ser realizado en molde abierto pero que necesite mayor precisión en cuanto al espesor relativo y un buen acabado en ambas caras. Se puede hacer suficiente volumen de piezas que justifique el coste del molde. Básicamente este proceso es una alternativa de bajo costo del proceso SMC (Sheet Moulding Compound), y se consigue un producto de calidad superior al conseguido por hand lay-up. 4.9.1.2 Materias primas 1. Gel-coat 2. Resinas 3. Cargas 4. Refuerzos

846


Las resinas más utilizadas son las de poliéster, con alta reactividad, de modo que los tiempos de gel y la amplitud gel-pico exotérmico sean rápidos con una exotermia elevada para el calentamiento del molde. Estas resinas son de viscosidad media y normalmente se modifican añadiendo cargas inertes que bajan el coste de la formulación. Normalmente este tipo de cargas aumenta el módulo de rigidez de las piezas finales. También reciben pequeñas cantidades de agentes tixotrópicos (tipo sílice coloidal) que tienen por objeto aumentar la viscosidad estática de la resina, parámetro con notable influencia en la consecución de piezas exentas de defectos (burbujas, falta de resina, etc.). El mat de hilo continuo es el más utilizado ya que su estructura permite el estirado de los hilos y su adaptación a las formas, y es particularmente aconsejable para piezas de formas no desarrollables. También con este proceso pueden utilizarse preformas.

Figura 4.9.1 Esquema de cierre y guiado de un molde En algunos casos se utilizan también tejidos o mat de hilos cortados con aglomerante insoluble y mats de superficie o velos sintéticos para mejorar el aspecto final de la pieza. 4.9.1.3 Maquinaria y utillaje 1. Molde 2. Prensa

4.9 Prensa

847

El molde está constituido por un punzón y una matriz y debe presentar características mecánicas que le permitan resistir las presiones de moldeo, además de ser dimensionalmente estable a las temperaturas de 45-80ºC que se alcanzan por acumulación de calor durante el ciclo de moldeo. Puede realizarse a partir de distintos materiales como poliéster o epoxi reforzados o metálicos, dependiendo de la vida útil requerida y las series de fabricación. De forma orientativa los moldes de poliéster reforzado suelen ser para series de menos de 1500 piezas, los de epoxi para series entre 1.500 y 5.000 y los de epoxi con revestimiento superficial metálico para piezas de gran tamaño y con buen acabado superficial. El coste del molde es relativamente bajo en comparación con moldes de metal calentados. La vida del molde es corta debido a la alta exotermia durante el curado de la resina por lo que normalmente dispone de un circuito interno con objeto de poder ser refrigerado y controlar la temperatura y tiempo de ciclo. Los moldes de plástico no disipan suficientemente el calor por lo que se pueden elaborar moldes más costosos con caras de metal. [3] En cuanto a la prensa, al ser las presiones relativamente bajas, su construcción es ligera. Está constituida por el plato inferior fijo y el superior móvil y accionada por un pistón hidráulico de doble efecto, guiado por cuatro columnas, asegurando el paralelismo. El coste de la prensa resulta bajo ya que no es necesaria una presión mayor de 345 kPa. Las dimensiones de los platos, el recorrido del pistón y la apertura total son función de las medidas de las piezas a realizar. El movimiento de apertura y cierre tiene por lo menos dos secuencias regulables de velocidad, con el fin de obtener una buena distribución de la resina, eliminar todo riesgo de arrastre de la fibra y evitar la inclusión de burbujas de aire en la pieza moldeada. La velocidad final de cierre debe poder regularse entre 0 y 30 cm/ min. 4.9.1.4 Método operativo 1. Corte del refuerzo 2. Preparación de la pasta 3. Colocación del refuerzo 4. Alimentación de la pasta 5. Cierre de prensa 6. Polimerización 7. Apertura de prensa 8. Desmoldeo 9. Acabado

848


El mat de fibra de vidrio o la preforma se coloca en una cara de la herramienta, se mete la resina sobre el vidrio y se cierra la herramienta bajo presión hasta que la resina cura en un tiempo de curado típico de unos cinco minutos. Durante el proceso exotérmico de curado de la resina se pueden alcanzar temperaturas del orden de 50ºC a 100ºC. El exceso de resina se aparta a un lado durante el proceso permitiendo cargas de fibra por encima del 70% pero usualmente se limita al 40% por la adición de relleno para mejorar la apariencia de la superficie. En el proceso de acabado el exceso de resina y vidrio debe ser repasado después del moldeo de la pieza. Los tiempos de apertura de la herramienta son rápidos aunque ligeramente mayores que en procesos de molde abierto. Se pueden utilizar sistemas de catalizado-acelerado para curado a temperatura ambiente. La utilización del gel-coat es opcional, y en cualquier caso, sus características son idénticas a las consideradas en el resto de los procesos analizados con anterioridad. Las superficies posteriores conseguidas son suaves y controladas dimensionalmente.

Figura 4.9.2 Fase de alimentación de la pasta En el caso de que no se utilice el gel-coat u otro tratamiento se necesita un acabado post-moldeo para conseguir un buen acabado de la pieza. El ciclo de moldeo excluyendo las operaciones de corte del refuerzo, preparación de la pasta y acabado se puede considerar largo aunque se ve reducido a medida que aumenta la temperatura del molde después de los primeros moldeos, hasta conseguir cadencias de 4-5 piezas/hora. [4] Las piezas pueden ser tan grandes como la prensa de bajo tonelaje lo permita. La calidad de la superficie varía con la calidad de la herramienta, pero disminuye con el uso de resinas sin relleno. La baja viscosidad y el bajo coste de la herramienta limitan el uso de núcleos, aunque insertos eliminados a mano pueden ser usados con este proceso. En cualquier caso costillas, insertos, y formas complejas no son prácticas.

4.9 Prensa

849

Figura 4.9.3 Detalle de la fase de prensado de la pieza

Figura 4.9.4 Pieza fabricada por compresión antes de la fase de acabado

850


4.9.1.5 Síntesis Formas de las piezas a fabricar Dimensiones Características de las piezas Aspecto % de refuerzo Cadencias de fabricación Mano de obra Inversiones Duración de los moldes Superficie de trabajo Aplicaciones específicas

Ventajas

Inconvenientes

Formas no muy complejas Tamaño en función de la prensa Espesor regular Posibilidad de insertos y costillas en algunas ocasiones. Dos caras lisas 40 a 70 % 4 a 5 piezas/hora Poco importante. Relativamente bajas debido a la baja presión necesaria en la prensa. Vida corta debido a la alta exotermia. Media Piezas con gel-coat son posibles al menos en una de las dos caras. Superficies suaves y controladas dimensionalmente. Dos caras lisas Buenas propiedades mecánicas Series pequeñas Inversiones poco importantes Mano de obra poco importante Permite utilizar preformas Cadencias limitadas Perdida de material Ciclo de moldeo largo

4.9.2 Prensa en caliente La prensa en caliente es un proceso similar a la prensa en frío descrita en el apartado anterior con la excepción de que en este caso el molde es calentado. Este calentamiento tiene unas implicaciones que deben ser tenidas en cuenta. Los moldes son metálicos realizados en acero o aleaciones de aluminio o zinc y son calentados mediante calentadores eléctricos o circuitos de aceite, agua o vapor. Además, estos moldes deben soportar fuertes compresiones. El segundo factor a tener en cuenta es que las resinas no son formuladas para un rápido curado a temperatura ambiente pudiendo seleccionar también resinas que curan solamente a altas temperaturas, especialmente epoxi y resinas fenólicas. El proceso de prensado es similar al de prensa en frío. El refuerzo seco se coloca en el molde y la resina líquida se vierte sobre él. El molde se cierra y la resina se distribuye y consolida sobre el refuerzo, curando finalmente. Se pueden utilizar en este caso resinas de alta viscosidad ya que por la acción del calor suministrado al molde disminuye la viscosidad fluyendo normalmente. La alta presión facilita una baja porosidad en la pieza y tanto la infiltración como la consolidación de la resina en la fibra deben producirse de forma completa antes de la gelificación. Las altas temperaturas aceleran el proceso de curado, consiguiendo tiempos finales de ciclo de 2 a 10 minutos. [5]

4.9 Prensa

851

Una segunda estrategia de proceso es utilizar un refuerzo que ha sido impregnado previamente con la resina. El refuerzo en forma de lámina o preforma se ajusta al molde. También se pueden utilizar fibras cortas dispersadas previamente en la resina. Una vez impregnado el refuerzo se coloca sobre el molde y se prensa en caliente. Las ventajas de esta estrategia es que se controla mejor la cantidad de resina a utilizar y sobre todo se garantiza la perfecta infiltración y consolidación de la resina en el refuerzo. De esta forma se reducen los ciclos mejorando la calidad del moldeo. Cuando se utilizan cargas para moldeo la aplicación de presión, fuerza a que la carga fluya y llene la cavidad del molde. Se utilizan dos tipos de cargas, las primeras son con resinas líquidas de alta viscosidad que disminuye al ser calentada, que posibilitan que toda la carga (resina, relleno y fibra) fluya y llene el molde bajo la aplicación de la fuerza de la prensa. Cuando el proceso de flujo ha terminado, el calentamiento del molde gelifica y cura la resina. En el segundo tipo de cargas, resina, relleno y fibras cortas se mezclan a alta temperatura con la particularidad de que la resina a temperatura ambiente tiene estado sólido. La carga sólida se introduce en el molde caliente o puede ser prensada en frío previamente para formar bolitas de un tamaño apropiado (20 - 100 gr.). Cuando se calienta las bolitas se reblandece la resina y fluye toda la carga a través del molde. Esta técnica es muy usada para pequeños moldeos con poliéster insaturado y materiales de resinas fenólicas. Para aplicaciones especiales se puede añadir rellenos como mica, talco, etc, fibra muy corta de vidrio (<1mm), aramida y fibra de carbono.

Figura 4.9.5 Esquema de prensa en caliente con carga sólida Referencias 1. Owens - «Corning Fiberglass Corp»., Publication 5-PL-5361-A, Cold Press Molding Manual. 2. Rohm & Hads, Inc., «Rigidizing of Plexiglass». 3. Miravete, A. «Documentación de las I Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 20-22 Enero, 1988. 4. Miravete, A. «Documentación de las II Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 23-25 Mayo, 1990. 5. Miravete, A. «Documentación de las III Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 30 Marzo-3 Abril, 1992.

852


6. Miravete, A. «Documentación de las IV Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 11-14 Abril, 1994. 7. Miravete, A. «Documentación de las V Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 26-29 Junio, 1995. 8. Miravete, A. «Documentación de las VI Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Madrid 15-17 Abril, 1996. 9. Miravete, A. «Documentación de las VII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 24 Junio, 1996. 10. Miravete, A. «Documentación de las VIII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 15-16 Febrero, 1999. 11. Miravete, A. «Documentación de las IX Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 12-13 Junio, 2000. 12. «Engineered Materials Handbook, Volume 1. Composites». ASM International, 1987. 13. «Engineered Materials Handbook, Volume 2. Engineering Plastics». ASM International, 1988. 14. Antequera, P., Jiménez, L., Miravete, A. «Los materiales compuestos de fibra de vidrio». Edita Secretariado de publicaciones de la Universidad de Zaragoza, 1991. 15. Miravete, A. «Los nuevos materiales en la construcción». Edita A. Miravete, 1994. 16. «Handbook of Composites». Edita George Lubin, 1982. 17. Mallick, P.K. «Composites Engineering Handbook». University of Michigan-Dearborn, 1997. 18. Gay, D. «Matériaux composites». Éditions Hermes, 199. 19. «Aerospace Structures». Edited by J. Loughlan. Elsevier Applied Science, 1990. 20. Hull, D. «Materiales compuestos». Ed. Reverté, 1987. 21. Mallick, P.K. «Fiber-Reinforced Composites». Marcel Dekker, Inc, 1993. 22. Hollaway, L. «Polymer composites for civil and structural engineering». Blackie Academic & Professional, 1993. 23. Mallick, P.K. «Composite Materials Technology». New York: Oxford University Press, 1990. 24. «Composite Materials in Aircraft Structures». Edited by D. H. Middleton. Longman, 1990. 25. «Proceedings of ICCM9, Books I-VI». Edited by A. Miravete. Madrid, 1993.

4.10 Sistemas de moldeo de compounds

853

4.10 SISTEMAS DE MOLDEO DE COMPOUNDS 4.10.1 Moldeo por compresión de preimpregnados (SMC) 4.10.1.1 Introducción El moldeo por compresión de preimpregnados o SMC (sheet molding compound) consiste en el moldeo de una resina termoestable reforzada generalmente con fibra de vidrio presentada en forma de hilos cortados o continuos, obteniendo la pieza final a través de la polimerización de la resina mediante un proceso combinado de presión y temperatura. El SMC presenta como características principales una buena estabilidad dimensional, un excelente acabado superficial por ambas caras, la posibilidad de obtener geometrías complejas y una alta capacidad de automatización, con lo que resulta un proceso ideal para la producción de grandes series, siendo el automóvil su principal campo de aplicación. Debido a ello, el SMC es actualmente el método más utilizado en la fabricación de materiales compuestos con resinas termoestables. 160 140 120 100 80 60 40 20 0 1970

1975

1980

1985

1990

1995

2000

Figura 4.10.1 SMC consumido en el sector del automóvil en USA en los últimos años (en millones de Kg)

854


4.10.1.2 Materias primas Las materias primas utilizadas en SMC son semiproductos moldeables denominados preimpregnados, cuyas características viscoelásticas son diferentes según las etapas de su vida: se parte de una fase relativamente fluida que permite la impregnación del refuerzo durante su fabricación, produciéndose a continuación una subida brusca de la viscosidad, que toma valores de cuatrocientos mil poises en adelante. Los preimpregnados deben ser productos cómodos de manipular y cortar, y deben permanecer estables durante varios meses en condiciones normales de temperatura y humedad para su almacenaje. Finalmente, los preimpregnados son moldeados directamente en una prensa, con la particularidad de que no es necesario cortar de forma precisa la geometría final de la pieza antes de introducirla en el molde. El periodo de tiempo donde se produce el cambio brusco de viscosidad en el proceso de fabricación del preimpregnado se denomina fase de maduración o espesamiento. El control de los parámetros de fabricación que pueden influir sobre dicha fase es determinante para la obtención de un SMC de calidad constante y representa una de las grandes dificultades de su realización.

η

Figura 4.10.2 Evolución de la viscosidad en la fabricación de un preimpregnado para SMC

Un preimpregnado para SMC se compone de: a)

Pasta de impregnación

b)

Refuerzo


855

A modo de ejemplo, se muestra a continuación la composición de la pasta de impregnación para una resina de poliéster: 1. Una resina de poliéster insaturado disuelta en estireno, cuyo papel principal es asegurar la cohesión del conjunto de los constituyentes. 2. Un sistema catalítico, que permite el endurecimiento de la resina. Debe elegirse de forma que nos permita la conservación del preimpregnado en las condiciones normales de almacenamiento, y debe ser muy reactivo a la temperatura de moldeo con el fin de reducir al máximo los tiempos de ciclo. 3.

Un agente de desmoldeo, para evitar que la pieza quede adherida al molde.

4. Un aditivo termoplástico, para compensar la contracción de la resina de poliéster al polimerizar, asegurando la precisión geométrica de las piezas y la calidad de acabado superficial. 5. Cargas, cuyo propósito principal es abaratar el costo de la pasta de formulación, aunque también se consideran sus efectos sobre algunas características de las piezas moldeadas (resistencia al fuego, corrosión,...). 6.

Pigmentos, que permiten la obtención de colores en masa.

7. Un agente de maduración, cuyo efecto sobre la viscosidad de la pasta permite la manipulación y la adaptabilidad del flujo en el interior de la cavidad. El refuerzo se compone generalmente de fibra de vidrio en forma de hilos cortados, aunque también puede estar compuesto únicamente de hilos continuos unidireccionales. En este último caso las propiedades mecánicas del material en la dirección de los hilos continuos son muy elevadas y en la dirección transversal muy bajas. Una combinación de hilos cortados y continuos da como resultado propiedades muy interesantes en la dirección de los hilos unidireccionales, quedando la dirección transversal reforzada por los hilos cortados.

Figura 4.10.3 a) Hilos cortados b) Hilos continuos unidireccionales c) Mezcla de hilos cortados e hilos continuos unidireccionales [1] Las principales características de los refuerzos son una buena aptitud frente al corte, la posibilidad de alimentación en continuo y la obtención de un tapiz regular, en el caso de hilos cortados, y una buena compatibilidad con la resina utilizada y permeabilidad a la pasta de impregnación, para todos los refuerzos en general.

856

Capítulo IV. Procesos Existen tres tipos de SMC:

1.

SMC standard, de densidad aproximada 1900 kg/m3. Una pieza terminada equivalente a una de acero puede pesar un 55% menos que esta última.

2.

SMC de baja densidad (1300 kg/m3). Se carga con partículas huecas de vidrio y suele emplearse en panelería interior de automóviles. Una pieza terminada equivalente a una de acero puede pesar un 75% menos que esta última.

3. SMC LITE, de densidad aproximada 1600 kg/m3. Se carga con CO3Ca y se emplea en capós delanteros y traseros de automóviles. Una pieza terminada equivalente a una de acero puede pesar un 65% menos que esta última. Tabla 4.10.1 Propiedades de materiales SMC-R (hilos cortados) y SMC-C (hilos continuos); a) Bajo contenido en vidrio b) Superficie clase A c) Estructural d) Estructural [1]

Material a) b) c) d) e) f)

Poliéster SMC-R Poliéster SMC-R Epoxy SMC-R Epoxy SMC-C Fenólica (RX 630) Fenólica (HT 865)

Cantidad de fibra de vidrio % en peso 20 27 63 72 -

Densidad kg/m3 1780 1890 1850 1900 1780 1860

Rigidez Tracción GPa 11.7 11.7 23.4 44.7 16.6 17.2

Resistencia Tracción MPa 36.5 77.2 269 690 82.7 55.2

Resistencia Compresión MPa 159 172 228 276 241

Dentro de los componentes de la pasta de impregnación para resinas de poliéster, se pueden distinguir los siguientes tipos [2]: 1.

Resina de poliéster insaturado: -Ortoftálicas -Isoftálicas -Pura maléica -Viniléster carboxilada

2.

Sistema catalítico: -Catalizadores: - Perbezoato de terciobutilo - Peroctoato de terciobutilo - Mezcla de los anteriores - Peracetales

4.10 Sistemas de moldeo de compounds -Inhibidores: - Parabenzoquinona - Hidroquinona 3.

Agente de desmoldeo interno: -Estearato de Zn -Estearato de Ca -Estearato de Mg -Mezclas de esteres

4.

Agentes de compensación de retracción: -Polietileno en polvo -Solución de poliestireno en estireno -Elastómero tipo SBS -PVAC -Poliéster termoplástico -PVC en polvo

5.

Cargas: -Carbonato de calcio -Carbonato de Ca y Mg (Dolomia) -Alumina hidratada -Talco -Caolín -Mica -Microesferas huecas de vidrio -Microesferas macizas de vidrio

6.

Aditivos: -Pigmentos: -Polvos metálicos -Negro de humo -Colorantes orgánicos

857

858

Capítulo IV. Procesos -Aditivos especiales: -Resistencia al fuego -Resistencia a la corrosión -Resistencia a la temperatura

7.

Agentes de maduración: -Óxido de magnesio MgO -Óxido de calcio CaO -Hidróxido de magnesio Mg(OH)2 -Hidróxido de calcio Ca (OH)2

4.10.1.3 Fabricación del preimpregnado En una línea de fabricación de SMC existen cuatro zonas principales: 1.

Preparación de la pasta de impregnación

2.

Corte y alimentación del refuerzo

3.

Impregnación

4.

Recogida del producto


859

Figura 4.10.4 Esquema de fabricación del SMC En la zona de preparación de la pasta de impregnación, cada uno de los constituyentes es añadido en la proporción adecuada a la cuba de mezcla, con excepción del agente de espesamiento, que es añadido en último lugar y de forma independiente. Hay diferentes sistemas de preparación de la pasta: - Sistema discontinuo. Adaptado a la preparación de pequeñas cantidades o a la puesta a punto de formulaciones experimentales. La estación es independiente de la línea y se preparan cada cierto tiempo pequeñas cantidades de pasta. - Sistema mixto. Aquí se emplean dos cubas de mezcla, introduciendo en una de ellas los constituyentes que se ven afectados por el agente de maduración y en otra los que no reaccionan con éste. - Sistema continuo (el representado en la figura 4.10.4). Adaptado a la producción de grandes cantidades de preimpregnado. Aquí, las cantidades de componentes líquidos son bombeadas hacia la cuba de un mezclador en continuo, mientras que los sólidos se premezclan o se alimentan individualmente con la ayuda de una instalación automática de dosificación. El refuerzo cortado cae sobre el tapiz quedando impregnado por la pasta, formando un mat de gramaje y ancho preestablecido, siendo los films soporte los encargados de dar cohesión al conjunto. Caso de que el material contenga hilos continuos unidireccionales, éstos se incorporan a la vez que lo hacen los hilos cortados, con un sistema de rodillos similar al de los films de soporte.

860


Fig 4.10.5 Vista general de una línea de SMC La zona de impregnación comprende diferentes sistemas, generalmente rodillos de acero a modo de calandra, que obligan a la resina a penetrar en las capas de fibra, sin ninguna degradación de ésta, para obtener un producto uniforme y correctamente impregnado. Por último, las líneas de fabricación de SMC están equipadas con sistemas de recogida. Los más frecuentemente utilizados son los de recogida en forma de rollos, o los de vaivén para su recogida en contenedores en forma de capas regularmente repartidas. 4.10.1.4 Condiciones de moldeo El SMC se transforma normalmente por compresión entre molde y contramolde calientes, a través de las siguientes etapas: 1.

Corte y pesada del preimpregnado

2.

Alimentación de la prensa

3.

Cierre de la prensa y flujo del material

4.

Polimerización

4.10 Sistemas de moldeo de compounds 5.

Apertura de la prensa

6.

Desmoldeo

7.

Desbarbado

861

La masa del preimpregnado correspondiente al peso de la pieza moldeada se coloca sobre la parte inferior del molde. En el momento del cierre de éste, la presión y la temperatura provocan el flujo del material en la cavidad. El molde se abre cuando la reacción de polimerización termina. El corte del preimpregnado se efectúa según una forma determinada cuya superficie es siempre inferior a la de la pieza (en general del orden del 70-80 %), con objeto de tener flujo del material y eliminar el aire. Esto significa que bajo la acción de la temperatura y la presión, el SMC debe llenar el molde, y por lo tanto desplazarse (fluir), en su interior durante la operación de moldeo. Antes de alimentar la prensa es necesario eliminar los films de polietileno que protegen al preimpregnado e impiden la evaporación de estireno. Durante el ciclo de moldeo, la viscosidad del SMC varía de la siguiente forma: a) Caída instantánea bajo la acción combinada de la temperatura y la presión, permitiendo así el llenado de la cavidad del molde. b)

Subida brusca, correspondiente al endurecimiento de la resina debido a la reticulación.

El conjunto de este comportamiento se debe a la acción del agente de espesamiento y es el resultado de una reacción química irreversible bajo la acción de la temperatura y la presión.

Figura 4.10.6 Alimentación de una línea de SMC. A) Material sobre la mesa B) Se despega el film superior C) Lugar donde se realiza el corte final D) Calentador E) Se despega el film interior [1]

862


Algunas resinas como las fenólicas emiten gases durante el proceso de curado, con lo que a veces es necesario abrir el molde durante la primera fase del ciclo de moldeo para dejarlos escapar. Las resinas de poliéster no emiten gases, pero para muchos diseños se pueden conseguir mejores calidades superficiales si se utilizan ciclos de presión variable a lo largo del proceso, disminuyendo la presión una vez pasada la fase en la que material ha fluido y llenado completamente la cavidad del molde. Las condiciones de moldeo varían según las características del SMC: -

La temperatura del molde está comprendida entre 120 y 160 ºC.

La presión nominal de moldeo referida a la relación entre la fuerza de cierre de la presa y la superficie proyectada de la pieza a moldear está comprendida entre 3 y 10 N/mm2. En función del espesor de las piezas, varía el tiempo de polimerización de la resina, y por tanto el tiempo de ciclo de moldeo, en el que influye también la complejidad de la carga del preimpregnado en el interior del molde. Las operaciones de desmoldeo y acabado son sencillas lo cual permite su realización durante el tiempo de polimerización de la pieza siguiente, por el mismo operario. A modo de ejemplo, podemos estimar para una pieza de 3 mm de espesor, una cadencia comprendida entre 15 y 20 piezas/hora. 4.10.1.5 Maquinaria y utillaje de moldeo Se pueden considerar los siguientes: 1.

La prensa

2.

El molde

Las prensas utilizadas se caracterizan por su elevada fuerza de cierre, su gran rigidez, con el fin de guardar el paralelismo de los moldes durante el moldeo, varias gamas de velocidades regulables de subida y bajada y bombas hidráulicas de gran caudal para estabilizar muy rápidamente la presión durante el flujo. La fuerza de cierre de las prensas de SMC está comprendida entre 500 y 3.500 Tm, siendo el intervalo más común entre 1.500 y 2.500 Tm. Normalmente disponen de accesorios de diferente naturaleza para facilitar las operaciones que completan el ciclo de moldeo: dispositivo extractor, corrección automática de paralelismo de moldes, carga automática del preimpregnado, partes móviles de los moldes, etc.


863

Figura 4.10.7 Prensa de moldeo SMC Los moldes deben ser de acero tratado, generalmente cromado y pulido para soportar la temperatura y presión de moldeo y la resistencia al flujo. La parte más característica de un molde para SMC es la cámara de compresión, es decir, el volumen en cuyo interior la materia no puede escapar. Para su diseño se deben tener en cuenta las siguientes consideraciones: 1.

Debe tener un juego muy pequeño, del orden de 0.05 mm sobre una altura que varía según la forma de la pieza entre 10 y 40 mm (ver figura 4.10.8).

2.

Las paredes del molde paralelas a la dirección de movimiento de la prensa deben tener una pendiente de 3 grados como mínimo, para facilitar la extracción de la pieza.

3.

Los radios de acuerdo no deberán ser inferiores a 1.6 mm.

4.

Se recomiendan espesores uniformes a lo largo de la pieza para evitar posibles alabeos y contracciones del material. Caso de requerir cambios de espesor, las transiciones recomendadas son de 0.5 mm de espesor en 25 mm de longitud.

864


5.

El espesor máximo de una pieza realizada por SMC no debería superar los 5 mm.

6.

La temperatura del molde debe ser muy regular, para evitar que haya zonas de polimerización local demasiado rápidas. Se recomienda que no haya diferencias superiores a los 5 ºC entre puntos diferentes del molde. La calefacción de los moldes puede realizarse mediante resistencias eléctricas, o con circulación de aceite o vapor de agua.

Figura 4.10.8 Esquema de un molde para SMC La cámara de compresión está sometida a un esfuerzo sensiblemente mayor que el resto del molde, por lo que debe ser reparada con frecuencia. El molde debe trabajar a presión positiva, es decir, al final del descenso del plato superior la materia prima debe estar sometida a toda la presión suministrada por la fuerza de cierre durante la totalidad del ciclo de moldeo.

4.10.1.6 Caracterización del proceso 4.10.1.6.1 Ciclo de curado La reacción de curado que tiene lugar en el molde transforma el SMC no curado en una pieza sólida mediante el establecimiento de reacciones “cross-links” entre las moléculas de resina. En general la resistencia a tracción, módulo elástico, resistencia al calor y resistencia química aumentan en el SMC conforme aumenta el grado de curado, mientras que la deformación a fallo y la resistencia a impacto muestran una tendencia a decrecer. El ciclo de curado comprende la mayor parte del ciclo de moldeo de SMC por lo que una reducción en el tiempo de ciclo de curado tiene gran repercusión sobre el proceso productivo. En la figura 4.10.9 se muestra como el grado de curado varía con el tiempo a diferentes temperaturas de curado.


865

Figura 4.10.9 Tiempo de curado en una resina vinilester a varias temperaturas de curado isotermas La relación de curado de una resina termoestable se ajusta a la siguiente fórmula empírica.

(

)

∂α c n = k1 + k 2α m c (1 − α c ) ∂t

(Ec. 4.10.1)

donde ac es el grado de curado en el tiempo t , k1 y k2 son constantes y m y n son constantes que describen el orden de la reacción. Conforme el curado progresa, la viscosidad de la resina aumenta tan rápidamente que el flujo de SMC en el molde puede verse fuertemente afectado. En la figura 4.10.10, se muestra como la viscosidad depende del grado de curado así como de la temperatura de curado. Un flujo escaso puede implicar un llenado parcial del molde generando vacíos en la pieza debido al aire atrapado.

866


Figura 4.10.10 Variación de la viscosidad frente al grado de curado

4.10.1.6.2 Efectos térmicos Cuando comienza el curado en una pieza, las capas que curan primero son las exteriores. El calor generado en la reacción de curado en una capa, inicia el curado de la capa interior siguiente, aumentando el contenido de entalpía de la carga. En la figura 4.10.11 se aprecia como varía la temperatura en el tiempo para distintas capas mostrándose picos de temperatura exotérmicos en el interior de las capas con un máximo en la línea central. En este instante se puede considerar que ha tenido lugar el 90 % de la operación de curado y es el mínimo tiempo de curado que puede tener la pieza para que las propiedades mecánicas de la pieza no se vean fuertemente afectadas.

Figura 4.10.11 Curvas tiempo-temperatura durante un proceso de moldeo por compresión


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El tiempo de curado depende del espesor de la pieza, la temperatura del molde, la reactividad de la resina y las características térmicas del material. Un método eficiente para reducir el tiempo de curado es precalentando la carga dieléctricamente fuera del molde e introduciéndola rápidamente en el molde donde se completa la reacción de curado. Si la carga se precalienta la distribución de temperatura en la carga es más uniforme en la dirección del espesor, lo cual reduce la posibilidad de generar esfuerzos residuales altos en la pieza moldeada. El tiempo de curado se puede reducir también incrementando la temperatura del molde pero sin que el pico máximo exotérmico de temperatura exceda los 200 ºC ya que se puede crear una zona débil interlaminar en el interior de la pieza. Incrementando el contenido de relleno del SMC se reduce el pico exotérmico máximo lo que permite mayores temperaturas de molde y reducciones de ciclo de curado. En la figura 4.10.12 se muestra como evoluciona el tiempo para alcanzar el pico exotérmico de temperatura según sea el espesor a diversas temperaturas de molde.

Figura 4.10.12 Tiempo de pico exotérmico – espesor de la pieza 4.10.1.6.3 Comportamiento de flujo El flujo en el molde es un fenómeno complejo pero es el factor más importante para determinar la calidad de la pieza moldeada ya que determina el llenado de la cavidad, la orientación de la fibra y su distribución, la porosidad y los defectos en la pieza moldeada. Se han desarrollado numerosos modelos teóricos de flujo de SMC. Con estos modelos se consigue predecir los defectos que puede tener la pieza como líneas de unión y permiten seleccionar la forma de carga óptima así como su posición en el molde. En la figura 4.10.13 se muestra como es la progresión de un frente de flujo para una carga rectangular (75 mm x 150 mm) predicha por un modelo teórico y su correspondiente validación experimental.

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Figura 4.10.13 Correlación teórico-experimental de la progresión de un frente de flujo 4.10.1.7 Aplicaciones La empresa norteamericana de camiones Kenworth sustituyó en 1996 un panel de la cabina de la cabeza tractora realizado en RTM por otro realizado en SMC LITE de baja presión con resina de poliéster reforzada con un 25 % de fibra de vidrio. La formulación de la resina, con 150 partes de CO3Ca por cada 100 de resina permitió reducir la presión del proceso de hasta 2.4 N/mm2 consiguiendo una superficie clase A. Las ventajas fueron un componente con mejor estabilidad dimensional, tiempos de ciclo 5 veces menores que con RTM y menor trabajo de limpieza y desbarbado de la pieza una vez salida del molde, lo que permitieron sustanciales ahorros en el proceso de producción. Una aplicación interesante del SMC fuera del mundo de la automoción fue la fabricación por parte de IBM de la carcasa exterior de sus ordenadores portátiles ThinkPad en 1996, que sustituía a la realizada por inyección de termoplásticos. El material utilizado fue esta vez una resina fenólica reforzada con carbono presentado en forma de fibras cortadas. Las carcasa poseía unas magníficas propiedades de rigidez y resistencia, gran ligereza, una buena protección frente a interferencias electromagnéticas, menores espesores de pared lo que aumentaba la capacidad para el resto de componentes y una buena resistencia al fuego.

4.10.2 BMC (Bulk Molding Compounds) 4.10.2.1 Introducción Las primeras referencias de este tipo de moldeo se remontan a principios de este siglo con moldeo de compounds fenólicos reforzados con fibra de celulosa. Posteriormente se utilizaron refuerzos de fibra de


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vidrio y poliéster, melamina y sistemas de resina epoxi. En la actualidad se han introducido también fibras de carbono y aramida así como matrices de silicona. Los BMC “Bulk Molding Compounds” también conocidos como “premix” ó DMC “Dough Molding Compounds” pueden ser moldeados en gran variedad de complejas formas por métodos que admiten fácilmente automatización para altos volúmenes de producción. Estos materiales pueden alcanzar propiedades cercanas a las de los materiales reforzados con fibras continuas. La formulación de estos materiales permite que puedan ser diseñados para diversidad de usos específicos debido a la gran variedad de matrices termoestables y tipos de refuerzo. La mayoría de estos compuestos incluyen: - Matriz de resina con los endurecedores y catalizadores necesarios así como los plastificantes que permiten que el compuesto sea moldeable y con capacidad de curar. Se suele utilizar poliéster aunque también admite otras resinas como epoxi o vinilester. - Refuerzo de fibra. La fibra puede ser de carbono, asbestos, aramida, nylon e incluso madera; siendo la más utilizada la de fibra de vidrio. - Aditivos como colorantes, lubricantes y otros elementos que añaden propiedades específicas a estos compuestos como estabilidad dimensional, resistencia al crack, etc. 4.10.2.2 Procesado Debido a que existen muchas formulaciones en este tipo de materiales existen varias formas de mezclar y procesar los materiales necesarios en un “B ulk Molding Compound”. Uno de los principales factores a tener en cuenta es minimizar el daño producido en la fibra de refuerzo durante el proceso para así poder mantener las propiedades de resistencia óptimas. El equipo básico en la preparación de estos materiales consiste en dos mezcladores. El primero mezcla la resina, colorantes, catalizadores, etc. y ocasionalmente parte del relleno; y el segundo, llamado mezclador de paletas sigma, mezcla finalmente el resto del relleno y el refuerzo en forma de fibra. En este segundo mezclador se cargan las fibras precortadas a las que se añade la matriz de resina en forma líquida (resina de poliéster disuelta en estireno, o una solución de barniz disuelta en metanol). Con “Bulk Molding Compouds” de poliéster el material queda ya preparado para ser moldeado al salir del mezclador mientras que con materiales hechos a partir de barniz es necesaria una volatilización del disolvente para alcanzar una viscosidad que le dé moldeabilidad al material. Otros métodos permiten mayores longitudes de fibra y mayor carga de refuerzo. El material sale en forma de masa y puede ser usado ya directamente por el operador. Un típico proceso de mezcla para BMC tiene los siguientes pasos: -

En el primer mezclador, resina, catalizador, colorante y agente se mezclan durante 10 minutos.

-

Se añade 50% de relleno y se mezcla durante 5 minutos.

-

Se transfiere la mezcla al mezclador sigma.

-

Se añade el relleno restante y se mezcla durante 10 minutos.

-

Se añade el refuerzo en forma de fibra y se mezcla 3 minutos.

-

Se transfiere a un contenedor sellado para impedir la pérdida de monómeros.

-

Se deja reposar 4 horas a 25ºC.

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Figura 4.10.14 Diferentes pasos del proceso de BMC Algunas formulaciones de este material con bajo contenido en fibra (menos del 20%) permiten compactarlo o extruirlo en forma de barras para un mejor manejo. También existe la posibilidad de mezclado continuo en los BMC que requiere un sofisticado control en cuanto a las proporciones de los distintos componentes, cortado de fibra, etc. La figura 4.10.15 muestra un diagrama esquemático de un proceso continuo de BMC.


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Figura 4.10.15 Esquema de sistema BMC continuo Los BMC pueden ser moldeados por compresión, por transferencia y por inyección. - El moldeo por compresión es el más utilizado y se usa cuando se pretende moldear piezas grandes o cuando la resistencia de la pieza moldeada es crítica ya que este proceso apenas daña la fibra de refuerzo y permite en ocasiones predeterminar su orientación. - El moldeo por transferencia se utiliza principalmente para introducir insertos en las piezas y para asegurar una buen acabado dimensional en la pieza final. - El moldeo por inyección permite altos grados de automatización con mínimo coste. Sin embargo este método no es muy utilizado debido a las bajas características de fluidez de algunos compounds y a la necesidad de un alimentador especial para la máquina de inyección. 4.10.2.3 Propiedades La variada cantidad de resinas, tipos de fibra y rellenos que admiten los “Bulk Molding Compounds” hace que estos materiales puedan fabricarse adaptándose a los requerimientos de muchos diseños específicos. En general las principales propiedades de estos materiales son: -

Excelente comportamiento eléctrico

-

Resistencia al calor y a la llama

-

Estabilidad dimensional

-

Rápido curado

-

Baja contracción en el moldeo

-

Se puede moldear con espesores variables

-

Bajo costo

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Las propiedades de los BMC están fuertemente influenciadas por la longitud y tipo de fibra así como por el tipo de matriz. El tipo de fibra determina las propiedades del “Bulk Molding Compound” de forma que éste adquiere propiedades de gravedad específica, módulo elástico y resistencia a flexión y tracción próximas a las de las fibras. Sin embargo otras propiedades como la resistencia a compresión decrecen frente a los valores producidos por las fibras. En cuanto a la longitud de la fibra, generalmente a mayor longitud mejores propiedades físicas del compuesto. Las propiedades de resistencia a flexión y tracción y especialmente la resistencia a impacto crecen con la longitud de la fibra fuertemente mientras que otras propiedades como el módulo elástico crecen más lentamente. El rango típico de longitudes de fibra en estos materiales está entre 3.2 mm y 50 mm. Es posible la orientación de la fibra en “Bulk Molding Compounds” con fibra larga para obtener una mejora de las propiedades de la pieza moldeada. La elección de la matriz está en función de las propiedades predominantes que se requieren en la pieza. El epoxi se utiliza cuando se requiere buen funcionamiento estructural. Las resinas fenólicas se utilizan por su buena resistencia al calor y retardo de llama. El poliéster se utiliza en aplicaciones eléctricas y la silicona a pesar de sus bajas propiedades estructurales se utiliza en aplicaciones expuestas a altas temperaturas por encima de 300ºC. 4.10.2.4 Aplicaciones Los principales campos de aplicación del BMC están en la industria eléctrica, automoción, aerospacial, material deportivo, armamento, etc. Aplicaciones eléctricas: se utilizan principalmente resinas de tipo fenólico, melamina o poliéster con buen comportamiento estructural y buenas propiedades de aislamiento eléctrico, reforzadas con fibras de vidrio largas. También se utilizan resinas termoestables reforzadas con fibra de carbono para aplicaciones con conducción eléctrica que requieren altos valores en sus propiedades mecánicas. Armamento: se utilizan resinas fenólicas reforzadas con fibra de vidrio de alto impacto con buena resistencia al calor en diversos tipos de armas. También se utilizan fibras como el carbono y sílice. Aplicaciones aerospaciales: se utilizan resinas epoxi reforzadas con fibra de vidrio de alta resistencia para partes estructurales de alas. Material deportivo: se utilizan resinas epoxi reforzadas con fibra de carbono, por ejemplo en palos de golf debido a su ligereza y buena resistencia al impacto. Otros materiales híbridos de vidrio y grafito mejoran la relación resistencia/precio. Automoción: se utilizan resinas termoestables reforzadas con fibras largas sobre todo en aspas de compresores de aire donde son necesarias alta resistencia mecánica, baja expansión térmica y resistencia a altas temperaturas.


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Figura 4.10.16 Componente de bomba en vidrio-epoxi (izda) y palo de golf en grafito-epoxi (dcha) 4.10.3 Otros sistemas Existen diversas versiones modificadas del SMC bajo las siglas XMC, y TMC según sea el tipo de máquina utilizada para su fabricación. El XMC es otro material que se usa actualmente en moldeo por compresión. Este material consta de fibra de vidrio continua orientada en forma de X e incorporada en una resina termoestable espesante. Se fabrica en láminas por enrollamiento continuo en un cilindro o tambor de acero de diámetro de gran tamaño que son cortadas y desplegadas del tambor posteriormente. Con este método se consigue un material altamente anisótropo y muy adaptable a geometrías complejas. En el momento de flujo de material pueden quedarse áreas reforzadas deficientemente por lo que en algunos caso se reemplaza parte de la fibra de vidrio continua por fibra de vidrio cortada. De esta forma, se compensa la menor resistencia del material en la dirección transversal a la fibra. En general, este material no suele utilizar rellenos. En la siguiente figura 4.10.17 se muestra un esquema de este proceso.

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Figura 4.10.17 Esquema del proceso XMC El TMC “Thick Molding Compound” se produce en una máquina en la que la resina en forma de pasta se introduce entre dos rodillos donde se mezcla con la fibra cortada. Dos láminas de plástico llevan la mezcla hasta unos rodillos que controlan el espesor de la lámina creada. Con este método son posibles espesores por encima de 50 mm pero no se puede incluir fibra orientada para conseguir buenas propiedades de resistencia. En la siguiente figura 4.10.18 se muestra un esquema de esta máquina.

Figura 4.10.18 Esquema del proceso TMC


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Referencias 1. Miravete, A. «Documentación de las I Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 20-22 Enero, 1988. 2. Miravete, A. «Documentación de las II Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 23-25 Mayo, 1990. 3. Miravete, A. «Documentación de las III Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 30 Marzo-3 Abril, 1992. 4. Miravete, A. «Documentación de las IV Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 11-14 Abril, 1994. 5. Miravete, A. «Documentación de las V Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 26-29 Junio, 1995. 6. Miravete, A. «Documentación de las VI Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Madrid 15-17 Abril, 1996. 7. Miravete, A. «Documentación de las VII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 24 Junio, 1996. 8. Miravete, A. «Documentación de las VIII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 15-16 Febrero, 1999. 9. Miravete, A. «Documentación de las IX Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 12-13 Junio, 2000. 10. «Engineered Materials Handbook, Volume 1. Composites». ASM International, 1987. 11. «Engineered Materials Handbook, Volume 2. Engineering Plastics». ASM International, 1988. 12. Antequera, P., Jiménez, L., Miravete, A. «Los materiales compuestos de fibra de vidrio». Edita Secretariado de publicaciones de la Universidad de Zaragoza, 1991. 13. Miravete, A. «Los nuevos materiales en la construcción». Edita A. Miravete, 1994. 14. «Handbook of Composites». Edita George Lubin, 1982. 15. Mallick, P.K. «Composites Engineering Handbook». University of Michigan-Dearborn, 1997. 16. Gay, D. «Matériaux composites». Éditions Hermes, 199. 17. «Aerospace Structures». Edited by J. Loughlan. Elsevier Applied Science, 1990. 18. Hull, D. «Materiales compuestos». Ed. Reverté, 1987. 19. Mallick, P.K. «Fiber-Reinforced Composites». Marcel Dekker, Inc, 1993.

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4.11 Moldeo por inyección de termoestables

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4.11 MOLDEO POR INYECCIÓN DE TERMOESTABLES 4.11.1 Introducción En el proceso de moldeo por inyección, el material compuesto formado por las fibras, la matriz termoestable y las cargas toma la forma de gránulos y su alimentación se realiza mediante una tolva. El material compuesto es transportado al molde mediante un tornillo sinfin. Este mecanismo está en el interior de un tambor al que se le calienta mediante un circuito cerrado de agua o aceite. Este calor externo junto con el generado por el giro del tornillo, hace que el compuesto se mantenga en un estado viscoso. La entrada del material en el tornillo sinfín procedente de la tolva, está a temperatura ambiente para evitar una obstrucción del propio material. A la salida del tornillo sinfín, la temperatura es aproximadamente 93°C para la mayoría de matrices termoestables. Las presiones en el tornillo sinfín están en el rango entre 0.7 y 1.4 MPa. Cuando el molde esta completamente lleno, se mantiene una elevada presión durante varios segundos para minimizar cambios dimensionales y asegurar las tolerancias de fabricación. El molde se calienta mediante resistencias eléctricas controladas por temperatura. Cuando la pieza está suficientemente rígida, se abre el molde. Los tiempos de los ciclos son de 1 a 10 minutos.

Figura 4.11.1 Diagrama esquemático de la máquina de moldeo por inyección de materiales compuestos termoestables mediante tornillo sinfín

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Históricamente, los primeros materiales compuestos termoestables fueron inyectados durante la década de los cuarenta. La introducción del tornillo sinfín se produjo una década más tarde. Recientemente se han desarrollado dos variantes del clásico proceso de moldeo por inyección de resinas termoestables. En primer lugar, se ha aplicado el denominado bebedero hueco, que consiste en colocar un mandril o núcleo en el bebedero del molde. Como normalmente esta parte es la más gruesa, con esta técnica se reduce drásticamente su espesor y su peso, reduciendo sustancialmente los tiempos de curado. En segundo lugar, se ha desarrollado el proceso denominado inyección-compresión sin garganta de alimentación. El molde se mantiene abierto de 6 a 12 mm, el material compuesto se inyecta y el molde se cierra mediante compresión sin que le acompañen ni el bebedero ni la garganta de alimentación. Este proceso está siendo cada vez más utilizado en el área de materiales compuestos con fibras direccionadas ya que con esta variación la severidad de la orientación de las fibras se reduce.

4.11.2 Composición de los materiales compuestos El proceso de la inyección de termoestables requiere materiales que sean perfectamente compatibles con la máquina de inyeción. Es decir, deben ser apropiados para la alimentación de ésta soportando presiones en el transporte con una resistencia al fluir adecuada. Por ello no pueden utilizarse resinas con alto peso molecular ni fibras muy largas como refuerzo. Al realizar piezas mediante este proceso, siempre se está ante el difícil compromiso de obtener buenas propiedades físicas con materiales que fluyan bien en el proceso. No obstante, se obtiene como ventaja buenos acabados en productos con formas complejas. El proceso de inyección comprende cuatro etapas bien diferenciadas que son: la alimentación del material dentro de la máquina, el transporte y fusión del material a presión adecuada, inyección en el molde y finalmente el movimiento del flujo del material dentro del propio molde. Cualquiera de estas etapas puede afectar al material de forma distinta. Concretamente en la inyección de termoestables las fibras de refuerzo, si son utilizadas, pueden romperse. Resinas Las principales resinas utilizadas en moldeo por inyección de termoestables suelen ser fenólicas, diallyl phthalate, melaminas y ureas así como poliéster. Estos materiales usualmente forman parte de una mezcla con varios ingredientes que son no-reactivos en el estado sólido y a temperatura ambiente. La mezcla se introduce en un equipo de moldeo por inyección similar al usado con termoplásticos [1][2]. En la siguiente tabla se muestran distintos tipos de termoestables utilizados en el moldeo por inyección con sus aplicaciones más comunes. Tabla 4.11.1 Principales termoestables utilizados en moldeo por inyección

Termoestable Epoxi Poliéster Poliamida Melamina Fenólica Uretano Viniléster

Aplicación Aislantes eléctricos Partes estructurales de automóvil Componentes de aviación y espaciales Artículos de cocina o para microondas Tapa de distribuidor Paneles para automóviles Ruedas, elementos elásticos de suspensión


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La matriz epoxi se suele utilizar siempre que se requiera un buen comportamiento estructural. La poliimida se usa cuando se requiere un funcionamiento a mayores temperaturas. Los fenólicos se usan por su buena resistencia al calor y sus propiedades retardantes al arder. El poliéster ofrece muy buenas propiedades en aplicaciones eléctricas. Las matrices pueden ver alteradas sus propiedades durante el proceso de moldeo por inyección. Cada material puede sufrir distintos cambios según sea la fase del proceso en la que se encuentre. En la fase de alimentación la humedad puede reaccionar químicamente y degradar el polímero base (poliamida, fenólica, uretano). El secado es recomendado para eliminar biselados en el producto final (epoxi, melamina, fenólica, viniléster). El secado puede volatilizar monómeros esenciales para la reacción de curado (poliéster, poliamida, uretano, viniléster). Durante la alimentación se puede producir rotura de la fibra (epoxi, poliéster, poliamida, uretano, viniléster). En la fase de transporte un sobrecalentamiento puede producir un curado prematuro en todos los termoestables y cambios químicos en el polímero base (salvo uretano). Las fibras pueden ser reducidas notablemente en su longitud al transportar el material dentro de la máquina de inyección. La salida de volátiles es recomendable para reducir biselados (epoxi, poliimida, melamina, fenólica). En la fase de inyección, una inyección rápida puede producir fuerte sobrecalentamiento que lleve a la pieza a una fractura. Finalmente, en la fase de flujo dentro del molde es recomendable permitir que salgan los elementos volátiles. La reacción de curado puede producir picos exotérmicos conllevando una degradación de material. Refuerzos Las fibras más utilizadas son de vidrio, carbono y aramida y afectan notablemente a algunas de las propiedades finales del material compuesto. Otras fibras que también pueden utilizarse son las de celulosa, las metálicas y las termoplásticas. Las aramidas se usan en aplicaciones que requieran ahorros críticos en peso como aeronáutica, vehículos espaciales o balística. Los compuestos híbridos de aramida-carbono son usados con resinas como epoxi, poliamidas, fenólicas y poliéster. Las fibras de carbono se utilizan por sus ventajas inherentes como baja densidad y sobresalientes propiedades mecánicas, conductividad eléctrica y buenas propiedades a altas temperaturas. Las mayores propiedades se consiguen con un 60% en volumen de fibra continua unidireccional con epoxi de alta resistencia. Las fibras de vidrio son las más utilizadas por su buena relación coste/propiedades, disponibilidad comercial en diferentes formas, buena resistencia a la corrosión y facilidad de fabricación. Las celulosas se usan por su bajo coste, las fibras metálicas como aluminio, níquel o acero mantienen las propiedades mecánicas de las resinas a bajos niveles de carga y las fibras termoplásticas como poliéster y nylon se utilizan para dar mayor vida a fatiga y resistencia al impacto a la matriz termoestable. Para una matriz dada y una longitud y proporción de fibra determinada se observa que tanto la resistencia a tensión y flexión como el módulo elástico, están en un rango próximo para los distintos tipos

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de fibra. Sin embargo la resistencia a compresión varía fuertemente. Así la fibra de vidrio da al material compuesto la mayor resistencia a compresión seguida de la fibra de carbono y de la aramida. Sin embargo, la aramida es la que brinda mayor dureza. La longitud de las fibras también es importante en las propiedades finales del material. Al incrementar la longitud de la fibra se consiguen aumentar las propiedades de resistencia a tensión, flexión y particularmente a impacto. Rellenos Los rellenos permiten de forma fácil cambiar las propiedades de la resina base. Suelen sumar hasta un 5% en volumen y suelen ser microesferas de vidrio, minerales, polvos metálicos y materiales orgánicos. Los rellenos de vidrio son de forma esférica lo cual facilita la distribución uniforme de esfuerzos en la pieza moldeada. Las microesferas huecas disminuyen la densidad del material a costa de una disminución de las propiedades mecánicas mientras que las esferas sólidas se utilizan para mejorar módulos. Estas esferas se mezclan con facilidad con resinas epoxi, poliéster y otros termoestables. Los rellenos minerales reducen el coste de la resina pero aumentan el coste de la operación de mezcla. Es necesario por lo tanto, la elección de un mineral que le proporcione propiedades adecuadas a la resina como aumento de módulos, bajo coeficiente de expansión térmica, etc. Mica, talco o arcilla tienen función de reforzantes. El carbonato de calcio se usa comúnmente con poliéster por su bajo coste, estabilidad dimensional durante el curado y por proporcionar un buen acabado superficial. Los polvos metálicos como aluminio, bronce, cinc o níquel se utilizan para mejorar la conductividad térmica o eléctrica del material y como escudo protector ante interferencias electromagnéticas y de radiofrecuencia. La utilización de este relleno encarece notablemente el coste del material. Los rellenos orgánicos como harinas de madera, almidones y varios materiales orgánicos sintéticos se utilizan sobre todo como reforzante de ureas, melaminas y resinas fenólicas. Son de bajo coste pero tienen alto poder de absorción de agua. Otro tipo de cargas que se suelen utilizar son estabilizadores, lubricantes e incluso pigmentos que junto con las resinas, fibras y rellenos constituyen la formulación final del material para moldeo por inyección.

4.11.3 Consideraciones de curado El curado comprende un complejo conjunto de reacciones químicas, activadas usualmente por calor, las cuales modifican gradualmente las moléculas originales del pre-polímero. Este proceso va acompañado de un gradual y repentino incremento de la viscosidad de la resina que coincide con la gelación de ésta indicando la formación de una red molecular tridimensional [3]. Las reacciones aumentan la rigidez del material hasta un punto donde, a una temperatura dada, no pueden tener lugar ya más reacciones. Las reacciones de gelación y vitrificación en la resina son de gran importancia en la transformación del compuesto reforzado con fibra. El grado de curado influye directamente en las propiedades de resistencia mecánica, propiedades térmicas, eléctricas y químicas de la pieza moldeada.


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Un profundo conocimiento sobre la cinética que gobierna la reacción de curado es esencial para entender los cambios físicos que la acompañan. Para estudiar las condiciones bajo curado de varios termoestables existen numerosos test estandarizados ASTM. Sin embargo, ninguno de estos test alcanzan una medida del grado de curado cuantitavamente precisa. Por ello, se han desarrollado numerosas técnicas para estudiar y monitorizar la caracterización de la reacción de curado. Estas técnicas se basan en el análisis del cambio de las propiedades físicas y químicas en función del tiempo y temperatura durante el curso de la reacción de «cross-link». Entre estas técnicas cabe destacar: DCS (Diferential Calorimetry Scanning), TGA (Thermogravimetric Analysis), DTA (Diferential Thermal Analysis), técnicas espectroscópicas (IR, NMR, ESR, EPR, Raman, etc.), ultrasonidos, etc. Sin embargo, en la actualidad, sólo dos tipos de microsensores se usan tanto en investigación académica como en I+D industrial para el estudio del estado de curado en tiempo real: sensores dieléctricos y sensores de fibra ópticos. Estos sensores son introducidos en lugares apropiados dentro del material compuesto antes de ser curado. Estos métodos en general no son apropiados para producción o test de control de calidad siendo más comúnmente usados para estudios de investigación y desarrollo. El grado final de curado es dependiente de la historia térmica detallada del material y por lo tanto estimar el calor exotérmico acumulado desarrollado en la útlima etapa de curado del sistema es de gran interés. Este calor así como la cinética de la reacción de «cross-link» se incrementan notablemente conforme aumenta la temperatura. Diversas formulaciones dan cuenta de este efecto.

⎛ ∂α ⎞ ⎟ = k (1 − α ) n ⎜ ∂ t ⎝ ⎠T

(Ec. 4.11.1)

Donde α es el grado de curado relativo a la temperatura T, k es la constante de ratio cinética, y n es el exponente cinético. La constante k es dependiente de la temperatura y se asume que sigue una expresión de tipo Arrhenius.

⎛ ∆E k ⎞ k = k 0 exp⎜ − ⎟ ⎝ RT ⎠

(Ec. 4.11.2)

Donde k0 es una constante pre-exponencial, ∆Ek es la energía de activación cinética, R es la constante de los gases y T es la temperatura absoluta. Para una gran variedad de termoestables como epoxi, poliéster insaturado y fenólicos se ha generalizado la ecuación 4.11.1 encontrando la siguiente correlación cinética isotérmica que proporciona un razonable grado de ajuste.

(

)

⎛ ∂α ⎞ n m ⎜ ⎟ = k1 + k 2α (1 − α ) ⎝ ∂t ⎠ T

(Ec. 4.11.3)

Los exponentes cinéticos m y n son presumiblemente independientes de la temperatura y las constantes k1 y k2 tienen una dependencia de Arrhenius con la temperatura. Otras técnicas de caracterización no isoterma han sido también desarrolladas. Claramente parámetros como la temperatura de molde, velocidad de inyección, y tiempo de ciclo juegan papeles críticos en el curado y las propiedades finales de las piezas moldeadas. Por lo tanto, la optimización

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y control del proceso de moldeado por inyección debe tener en cuenta cuidadosamente estos factores. El postcurado mejora la resistencia mecánica, la resistencia al creep, da estabilidad dimensional y reduce las tensiones residuales. Para el epoxi, el postcurado apropiado es de 8 horas partiendo de una temperatura de 135ºC e incrementándola cada hora hasta una temperatura final de 213ºC. Las matrices fenólicas reforzadas con fibra de vidrio tienen procesos de postcurado de unas diez horas (138ºC-191ºC). Como consideraciones especiales en la inyección de termoestables hay que tener en cuenta que la humedad normalmente interfiere en las reacciones de curado de los termoestables. Es importante que los materiales utilizados en la inyección se mezclen en ambientes controlados ya que pueden tener contenidos variables de humedad según sean periodos secos de invierno o húmedos de verano. Para los termoestables es necesario calentar el molde por encima de la temperatura de inicio de la reacción de curado. Una vez iniciado el proceso de curado se producen reacciones que liberan calor exotérmico. En este pico de calor, la temperatura del molde puede llegar a aumentar por encima del umbral de degradación del polímero. Además los productos realizados con moldeo por inyección con gruesos espesores, pueden presentar dificultades a la hora de iniciar de forma uniforme el proceso de curado y de controlar el calor generado una vez iniciado éste. Las principales normas ASTM con especificaciones y métodos de test para materiales termoestables son: ASTM D 1636-81, ASTM D 3013-81, ASTM D 1763-81, ASTM D 704-82, ASTM D 700-81, ASTM D 1201-81, ASTM D 705-81.

4.11.4 Consideraciones reológicas Para el estudio del comportamiento reológico de los materiales termoestables, existen varios test estandarizados de ASTM (ASTM D 731, ASTM 3123-72, ASTM D 3795-79). Estos test incluyen test de flujo de disco, test de flujo y orificio, test de flujo espiral instrumentado (EMMI y Mesa), etc. La mayor parte de estos test, tienen el inconveniente de que no miden ninguna propiedad reológica fundamental y son usados fundamentalmente con propósitos de análisis o diseño. Existen otros métodos para determinar el comportamiento reológico de los termoestables y se han propuesto varias fórmulas matemáticas que describen la variación de la viscosidad frente al tiempo y temperatura para el curado de un termoestable. Una expresión que ha sido utilizada con éxito para curado no isotermo es:

ln η = C1 +

∆E η

t ⎛ ∆E k ⎞ + ∫ C 2 exp⎜ − ⎟ dt RT 0 ⎝ RT ⎠

(Ec. 4.11.4)

Donde η es la viscosidad, ∆Eη denota la energía de activación del sistema sin curar, C1 y C2 son constantes. Más recientemente, la relación de Williams-Landel-Ferry (WLF) ajusta la variación de la viscosidad con la temperatura como indica la siguiente expresión:

⎛η ln ⎜ T ⎜η ⎝ Tg

⎞ − C1' (T − Tg ) ⎟= ⎟ C' + (T − T ) 2 g ⎠

(Ec. 4.11.5)


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donde ηT es la viscosidad del sistema reactivo a temperatura T, ηTg es la viscosidad a temperatura de transición vitrea Tg, C1’ y C2’ son los parámetros de WLF.

4.11.5 Consideraciones de llenado del molde El proceso de moldeo por inyección se divide en cuatro zonas específicas en las que las propiedades del material pueden cambiar. Estas zonas, corresponden con los cuatro subprocesos del moldeo por inyección que son: - Alimentación de la máquina de inyección - Transporte dentro de la máquina donde se funde el material bajo presión - Inyección del material a través de válvulas y orificios - Llenado del molde En la siguiente figura, se muestra un esquema de las distinas etapas del proceso de moldeo por inyección. La fase de alimentación se facilita notablemente si el material para moldeo está en la forma de bolitas secas que fluyen libremente. Si no es este el caso, el proceso puede causar variaciones en el polímero base y en algunos refuerzos. En el proceso de transporte de termoestables, la zona de transporte se diseña para densificar el material removiendo el gas atrapado. El tornillo en su movimiento, realiza las funciones de bombeo, compresión, descompresión y mezclado.

Figura 4.11.2 Etapas del proceso de moldeo por inyección de resinas termoestables La longitud del tornillo es corta en el caso de inyección de termoestables y la relación de compresión entre el volumen en la zona de alimentación y la zona final del tornillo suele ser hasta 1.5, siendo más baja que las relaciones de compresión para termoplásticos. Estos bajos ratios de compresión, son necesarios para prevenir la reducción de la longitud de la fibra y para la eliminación de calor mecánico. En el caso de termoestables, el tambor de la máquina de inyección debe ser enfriado para evitar inicios prematuros de curado.

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La inyección de termoestables se hace directamente en el molde a través de una única cavidad en lugar de varias entradas como ocurre en la inyección de termoplásticos. El material está formulado específicamente para el momento de la inyección. Si el flujo es inadecuado un lubricante interno puede ayudar a que el material fluya suavemente [4]. La consideración más importante para el éxito de la inyección de un termoestable en el molde es que el nivel de curado del material conforme avanza en la cavidad no esté muy avanzado. Un curado prematuro conlleva un llenado incompleto del molde. El flujo debe entrar dentro de la cavidad del molde formando un frente uniforme. El aire que hay dentro de la cavidad debe ser evacuado adecuadamente mediante diversos métodos. Si los respiraderos de salida se obstruyen con aceites del propio proceso o aditivos volátiles, la fuerza de inyección puede localmente provocar por compresión la ignición del oxígeno combustible. Este fenómeno conocido como «Diesel burn» produce un área quemada químicamente destruida y puede afectar incluso a áreas adyacentes del material. Las líneas de unión pueden aparecer en piezas moldeadas en cavidades con más de una entrada o en piezas en las que el material es forzado a fluir entorno a un núcleo. Aunque estas líneas son difíciles de observar a simple vista, forman áreas de alta tensión, orientación de fibra y son zonas de potencial debilidad. Para maximizar la resistencia de las líneas de unión hay que conseguir que el flujo dentro de la cavidad sea tal que los frentes de flujo se unan con suficiente fuerza. En la siguiente figura 4.11.3 se muestran detalles sobre el frente de flujo, líneas de unión y «Diesel burn».

Figura 4.11.3 Detalle de proceso de llenado del molde en inyección de termoestables Otro importante factor a tener en cuenta en la inyección de termoestables, es la posible migración de partículas o fibras produciendo variaciones de densidad e inhomogeneidades en las piezas. Las paredes internas pueden escudar el movimiento de las partículas generando concentraciones radiales de las mismas. Por último, la orientación de la fibra influencia fuertemente las propiedades de la pieza moldeada. La orientación está claramente influenciada por la geometría del molde, las condiciones de operación y las propiedades de la resina. El control de la orientación es, no obstante, difícil ya que en la mayoría de las aplicaciones comerciales, el contenido de refuerzo es alto produciéndose interacciones significantes entre las fibras.


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Referencias 1. J.M. McDonagh, Polymer Fabrication Processes, in «Introduction to polymer Science and Technology»; An SPE Text-Book, H, S. Kaufman and Joseph J. Folcetta, Ed. Society of Plastics Engineers, p558. 2.

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3. S. Newman, and F. J. Meyer, «Mica Composites of Improved Strength, Polymer Composites», vol 1 (nº1) Sept 1980 p37. 4. Miravete, A. «Documentación de las I Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 20-22 Enero, 1988. 5. Miravete, A. «Documentación de las II Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 23-25 Mayo, 1990. 6. Miravete, A. «Documentación de las III Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 30 Marzo-3 Abril, 1992. 7. Miravete, A. «Documentación de las IV Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 11-14 Abril, 1994. 8. Miravete, A. «Documentación de las V Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 26-29 Junio, 1995. 9. Miravete, A. «Documentación de las VI Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Madrid 15-17 Abril, 1996. 10. Miravete, A. «Documentación de las VII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 24 Junio, 1996. 11. Miravete, A. «Documentación de las VIII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 15-16 Febrero, 1999. 12. Miravete, A. «Documentación de las IX Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 12-13 Junio, 2000. 13. «Engineered Materials Handbook, Volume 1. Composites». ASM International, 1987. 14. «Engineered Materials Handbook, Volume 2. Engineering Plastics». ASM International, 1988. 15. Antequera, P., Jiménez, L., Miravete, A. «Los materiales compuestos de fibra de vidrio». Edita Secretariado de publicaciones de la Universidad de Zaragoza, 1991. 16. Miravete, A. «Los nuevos materiales en la construcción». Edita A. Miravete, 1994. 17. «Handbook of Composites». Edita George Lubin, 1982.

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18. Mallick, P.K. «Composites Engineering Handbook». University of Michigan-Dearborn, 1997. 19. Gay, D. «Matériaux composites». Éditions Hermes, 199. 20. «Aerospace Structures». Edited by J. Loughlan. Elsevier Applied Science, 1990. 21. Hull, D. «Materiales compuestos». Ed. Reverté, 1987. 22. Mallick, P.K. «Fiber-Reinforced Composites». Marcel Dekker, Inc, 1993. 23. Hollaway, L. «Polymer composites for civil and structural engineering». Blackie Academic & Professional, 1993. 24. Mallick, P.K. «Composite Materials Technology». New York: Oxford University Press, 1990. 25. «Composite Materials in Aircraft Structures». Edited by D. H. Middleton. Longman, 1990. 26. «Proceedings of ICCM9, Books I-VI». Edited by A. Miravete. Madrid, 1993.

4.12 RIM y RRIM

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4.12 RIM y RRIM 4.12.1 RIM 4.12.1.1 Introducción El proceso RIM «Reaction Injection Molding», desarrollado a final de los años 1970, es un proceso de moldeo por inyección en el que dos reactivos de baja densidad se mezclan previamente y son inyectados a baja presión en un molde previamente cerrado. Dentro del molde, se produce la reacción de los reactivos produciéndose la polimerización y el curado final de la pieza formándose un producto sólido o microcelular. Este procedimiento es, en su principio, idéntico al proceso de inyección de resina líquida o RTM «Resin Transfer Molding» que se analizará posteriormente en este capítulo, pero el término RIM se utiliza sobre todo en los casos en los que la resina a inyectar es una resina de poliuretano, que permite tiempos de ciclo más cortos que los del poliéster, debidos a la propia naturaleza de la reacción química. También se puede emplear este término cuando se utilizan resinas epoxi y otros sistemas líquidos [1]. Debido a la exotermia de la polimerización se pueden conseguir tiempos de curado muy cortos y productos de buena calidad, homogéneos y sin burbujas produciéndose piezas de todo tipo y tamaño. Es un método adaptado a la producción de grandes series. 4.12.1.2 Materias primas El desarrollo del RIM inicialmente fue con uretanos y urea que producen piezas fuertes y flexibles. Los principales tipos de resinas utilizados actualmente en el proceso RIM son de tipo termoestable, y entre ellos destaca el uso de los poliuretanos. Las resinas de tipo epoxi también son muy utilizadas en este tipo de procesos.

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Los poliuretanos están basados en la reacción de polioles e isocianatos. Dependiendo de la funcionalidad de los reactantes se pueden obtener materiales elastómeros o derivados rígidos. Se pueden modificar propiedades con el uso de propagadores de cadena, que pueden ser dioles de cadena corta o diaminas. La química de los poliuretanos permite crear una infinidad de materiales y proporciona buenas propiedades a los materiales compuestos como buena resistencia química, resistencia a la abrasión y al impacto. Sin embargo, presentan el problema de curar con isocianatos, color fijo, no permitir preimpregnados y condiciones anhídridas de curado. La resina epoxi es un polímero termoestable polimerizable que contiene uno o más grupos epóxido y que cura por reacción con aminas, alcoholes, fenoles, ácidos carboxílicos… dependiendo de la estructura química de la resina y del agente de curado se pueden conseguir propiedades mecánicas de gran resistencia y dureza, resistencia al creep y la fatiga, excelente adhesión a la mayor parte de las fibras y buenas propiedades eléctricas y de resistencia al calor. Es una resina muy utilizada como matriz en materiales compuestos y como componente de adhesivos estructurales [2]. Aunque en este proceso se utilizan fundamentalmente resinas termoestables existen termoplásticos que se adaptan al proceso RIM como las poliamidas que son productos que mantienen sus propiedades mecánicas a muy altas temperaturas. Las poliamidas-imidas están formadas a partir de diaminas aromáticas y trimetilanhídrido y son las más utilizadas en los procesos de inyección presentando buenas propiedades eléctricas y frente al fuego. El proceso RIM con poliamidas resulta más caro que con termoestables. 4.12.1.3 Proceso En el proceso RIM (Reaction Injection Molding) se parte de dos líquidos reactivos de resina de baja densidad que son guardados en tanques por separado. Estos dos componentes se llevan a alta presión por dos conductos hacia un cabezal mezclador, junto a la entrada del molde, y su flujo es controlado mediante un contador. Una vez mezclados los reactivos, se introduce la mezcla en la cavidad de un molde previamente cerrado. El cabezal de mezcla suele incorporar un desatascador que elimina todo el material mezclado en el cabezal después de la inyección de forma que se evita la necesidad de limpiarlo con disolvente después de cada uso.

a) Posición antes y después de la inyección

b) Posición durante la mezcla y la inyección

Figura 4.12.1 Detalle de funcionamiento del cabezal mezclador

4.12 RIM y RRIM

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En algunos casos, se puede facilitar la evacuación de aire y el desplazamiento de la resina dentro del molde creando en su interior una ligera depresión, pero en cualquier caso, los líquidos tras la mezcla, adquieren una baja pero suficiente viscosidad que permite llenar grandes y complejos moldes usando una presión de inyección baja. Debido a esta baja presión, los moldes no necesitan fuertes presiones de cierre con lo que este proceso está muy indicado para la producción de piezas grandes. El proceso RIM requiere además control de temperatura no soólo de los materiales sino también del molde. El molde debe estar al menos 60º por debajo de la máxima temperatura alcanzada en él. Este proceso no necesita de ningún proceso adicional de calentamiento o enfriamiento. Dentro del molde se produce la reacción de los reactivos produciéndose la polimerización y el curado final de la pieza formándose un producto sólido o microcelular. La exotermia del curado tiene tendencia a degradar los moldes de plástico por lo que deben utilizarse moldes de mayor coste y elaboración. En algunas aplicaciones para aeronáutica, se utilizan moldes de aluminio que soportan bien la alta temperatura de curado de epoxi y poliéster.

Figura 4.12.2 Esquema del proceso RIM Los ciclos deben ser cortos ya que la reticulación y la polimerización se producen simultáneamente. Un ciclo típico de curado podría oscilar entre 90 segundos y 5 minutos. Los valores típicos de presión y temperatura del molde son 0.35 MPa y 55º o 75º C que son valores más bajos que los usados en procesos de RTM. Por este motivo, el equipo, la energía y la herramienta en sí, son menos costosas que en otros sistemas de moldeo de termoestables.

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En el caso de utilizar como resina a los poliuretanos, los dos líquidos reactivos son el poliol y el isocianato Las piezas realizadas con RIM tienen un buen acabado superficial en todas las caras, con un mejor control dimensional que el ofrecido por procesos de molde abierto. El tiempo de desmoldeo está determinado por el estado de la reacción que permite desmoldeos sin deformaciones irreversibles. Típicos tiempos para sistemas de alta densidad son 90 s hasta 7 minutos dependiendo de la composición química y del espesor [3]. El tamaño de las piezas se limita por las prensas disponibles y su uso por el bajo módulo de los materiales. Una ventaja del proceso RIM, es que permite formas complejas, detalles refinados y variaciones de espesores que serían impracticables en laminados de metal. Este es un proceso de un solo paso y no permite reatacar operaciones. Otra ventaja del RIM es que puede utilizar aditivos para conseguir características comunes a otros procesos de moldeo de inyección. Los productos conseguidos en el caso de resinas de poliuretano son similares a los productos moldeados por inyección de espumas estructurales, pero son producidos con mucho menor costo y en tiempos menores de producción. Además las bajas presiones y temperaturas del proceso hacen que se puedan utilizar moldes realizados en materiales baratos de baja resistencia. 4.12.1.4 Aplicaciones El primer producto de poliuretano realizado mediante el proceso RIM fue un parachoques para el Corvette en 1978 fabricado por GM. Desde entonces, la ligereza y flexibilidad de este producto ha ampliado sus aplicaciones desde el campo del transporte hasta el calzado deportivo. Entre las aplicaciones se puede destacar dentro de los poliuretanos: - Sistemas RIM de baja densidad (Low-Density Flexible RIM Systems) para asientos de bicicletas e interiores de automóviles. - Sistemas RIM de densidad media (Medium-Density Flexible RIM Systems) con densidades 0.3 a 0.7 g/cm3 para interiores de automóviles. - Sistemas RIM de alta densidad (High-Density RIM Systems) con densidades de 0.7 a 1.5 g/cm3 para partes exteriores de automóviles que resisten fuertes deformaciones elásticas. Tanto el poliuretano como el nylon, polietileno, epoxi y poliéster han sido moldeados con el proceso RIM de forma satisfactoria. Las aplicaciones comerciales del nylon incluyen carcasas de computador y de televisor, etc.

4.12 RIM y RRIM

891

4.12.1.5 Síntesis

Forma de las piezas

Todo tipo y tamaño

Características de las piezas

Homogéneas, sin burbujas y sin defectos

Espesores

Espesor variable

Aspecto

Dos caras lisas


Grandes

Moldes

Materiales baratos de baja resistencia debido a las bajas temperaturas y presiones

Mano de obra

Poca, no muy cualificada

Ciclo

Ciclos cortos

Inversión

Media respecto a otros sistemas de moldeo.


Resinas: poliuretano, epoxi y poliamidas

Ventajas

Formas complejas Detalles refinados Espesor variable Permite añadir aditivos Adaptación de algunos termoplásticos

Desventajas

Sin aplicaciones estructurales

4.12.2 RRIM 4.12.2.1 Introducción El RRIM (Reinforced Reaction Injection Molding) es un proceso básicamente similar al RIM pero añadiendo refuerzo en el molde. El tipo de refuerzo suele ser fibra molida o hilos cortados en un porcentaje entorno al 20%. El término de RRIM se utiliza fundamentalmente en el caso de resinas termoendurecibles a partir de poliuretano, con densidades aparentes elevadas (> 1 kg/dm3). También se utiliza para los casos de espumas de poliuretano rígidas o semirígidas y de densidad aparente baja (<0.3 kg/dm3) aunque, normalmente en estos casos se habla de PUR reforzado. El RRIM de termoestables es ampliamente usado y tiene como ventaja la baja viscosidad de la matriz polímera en relación con la de los termoplásticos. De ahí que las presiones de inyección requeridas sean mas bajas reduciendo el daño de la fibra. Los principales polímeros usados en esta tecnología son poliuretano, poliéster y epoxi, todos específicamente diseñados para un rápido curado.

892


4.12.2.2 Materias primas Las materias primas son normalmente componentes de base del poliuretano, es decir, el poliol y el isocianato. Según el tipo de reacción química (dosificación de los constituyentes y adición del agente espumante) el producto final puede ser una espuma o un material en masa. El refuerzo se incorpora mezclando previamente las fibras molidas (0.1 a 0.3 mm) o los hilos cortados (1 a 1.5 mm) con el poliol, pudiendo alcanzarse porcentajes de refuerzo del orden del 15% al 20% en peso [4]. El refuerzo añadido en el proceso RRIM tiende a dar unas propiedades direccionales a la pieza debido a la orientación de la fibra durante la inyección. Como en el proceso SMC los refuerzos están principalmente en el plano local del material, y no a través del espesor. Estos materiales no tienen aplicaciones estructurales significativas porque sus propiedades de resistencia y rigidez son relativamente bajas con las obtenidas en otros procesos como el SMC. La fibra de vidrio causa a la pieza “warpage”, debido a la orientación, y perdida de resistencia al impacto. “Glass flake” proporciona más perdida de resistencia al impacto pero incrementa la rigidez y resistencia al calor y genera menos “warpage” que las fibras. 4.12.2.3 Proceso El proceso de inyección es similar al del proceso RIM, es decir, se inyecta la resina, que incorpora el refuerzo, directamente en el molde cerrado con una baja presión positiva que favorezca el desplazamiento uniforme de la resina y la evacuación del aire. Uno o varios respiraderos dan salida al aire y a la resina sobrante y sirven además de testigos ya que cuando la resina asoma, se los cierra al igual que la entrada, dejando polimerizar a la resina dentro del molde. La secuencia de las operaciones es la siguiente: 1. Preparación y colocación del refuerzo en el reactante 2. Cierre del molde e inyección de la resina preparada 3. Polimerización 4. Extracción de la pieza, cuyo acabado se realiza luego fuera del ciclo Rellenos, como fibras molidas o hilos cortados pueden ser incorporados en uno o ambos flujos de líquido para dar mayor rigidez y estabilidad dimensional a la pieza. Son necesarios tanques especiales para guardar el relleno en suspensión dentro del líquido. La mezcla de reactivos y refuerzo se introduce en el molde en condiciones similares a las del proceso RIM es decir, a presiones entre 0.7-1.0 MPa. Con este proceso y gracias a la exotermia de la polimerización se pueden conseguir tiempos de curado en el molde bastante reducidos. En la actualidad, se están desarrollando reactivos de poliuretano y prepolímeros que tienen tiempos de reacción inferiores a 10 segundos. Se han desarrollado nuevos equipos que consiguen precisos controles de temperatura, proporción de mezcla, inyección y llenado.

4.12 RIM y RRIM

893

Los productos tienen buen acabado superficial y quedan exentos de burbujas y otros defectos. También permite la aplicación de gel coat, lo cual se hace distribuyéndolo previamente sobre la superficie interna de uno o de ambos semimoldes según los requerimientos. Se pueden realizar piezas de todo tipo y tamaño, desde piezas de poco peso y dimensión hasta grandes estructuras del orden de 50 m2 y 700 Kg como cascos de embarcaciones pequeñas, componentes de viviendas o de construcciones civiles, etc.

Figura 4.12.3 Esquema del proceso RRIM

Figura 4.12.4 Detalle de sellado del molde

894


4.12.2.4 Síntesis

Forma de las piezas

Todo tipo y tamaño


Buen acabado superficial, sin burbujas o defectos

Espesores

Espesor variable

Aspecto

Dos caras lisas

% de Refuerzo

20 %


Grandes

Mano de obra


Ciclo

Ciclos cortos

Inversión

Alta


Fibras molidas e hilos cortos Resinas: poliuretano (>1kg/dm3), epoxi y poliéster

Ventajas

Formas complejas Detalles refinados Espesor variable Presiones bajas de inyección Reducción de daño a la fibra

Desventajas

Sin aplicaciones estructurales Resistencia y rigidez bajas frente a otros procesos competidores como el SMC

Referencias 1. Miravete, A. «Documentación de las I Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 20-22 Enero, 1988. 2. Miravete, A. «Documentación de las II Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 23-25 Mayo, 1990. 3. Miravete, A. «Documentación de las III Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 30 Marzo-3 Abril, 1992. 4. Miravete, A. «Documentación de las IV Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 11-14 Abril, 1994. 5. Miravete, A. «Documentación de las V Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 26-29 Junio, 1995.

4.12 RIM y RRIM

895

6. Miravete, A. «Documentación de las VI Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Madrid 15-17 Abril, 1996. 7. Miravete, A. «Documentación de las VII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 24 Junio, 1996. 8. Miravete, A. «Documentación de las VIII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 15-16 Febrero, 1999. 9. Miravete, A. «Documentación de las IX Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 12-13 Junio, 2000. 10. «Engineered Materials Handbook, Volume 1. Composites». ASM International, 1987. 11. «Engineered Materials Handbook, Volume 2. Engineering Plastics». ASM International, 1988. 12. Antequera, P., Jiménez, L., Miravete, A. «Los materiales compuestos de fibra de vidrio». Edita Secretariado de publicaciones de la Universidad de Zaragoza, 1991. 13. Miravete, A. «Los nuevos materiales en la construcción». Edita A. Miravete, 1994. 14. «Handbook of Composites». Edita George Lubin, 1982. 15. Mallick, P.K. «Composites Engineering Handbook». University of Michigan-Dearborn, 1997. 16. Gay, D. «Matériaux composites». Éditions Hermes, 199. 17. «Aerospace Structures». Edited by J. Loughlan. Elsevier Applied Science, 1990. 18. Hull, D. «Materiales compuestos». Ed. Reverté, 1987. 19. Mallick, P.K. «Fiber-Reinforced Composites». Marcel Dekker, Inc, 1993. 20. Hollaway, L. «Polymer composites for civil and structural engineering». Blackie Academic & Professional, 1993. 21. Mallick, P.K. «Composite Materials Technology». New York: Oxford University Press, 1990. 22. «Composite Materials in Aircraft Structures». Edited by D. H. Middleton. Longman, 1990. 23. «Proceedings of ICCM9, Books I-VI». Edited by A. Miravete. Madrid, 1993.

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4.13 SRIM 4.13.1 Introducción El SRIM es un proceso de moldeo por inyección derivado del proceso RIM en el que, al igual que en el RRIM, se añade refuerzo. La diferencia con el procedimiento RRIM se basa en que en el SRIM, el material de refuerzo es una estructura preformada. Con ello, se consiguen mejores características mecánicas de las piezas y se busca un proceso más automatizado de producción. Se podría decir que es una técnica similar al RTM pero utilizando resinas de mayor reactividad y presiones de inyección mayores. Este hecho encarece el equipamiento y está dirigido a producciones elevadas. El SRIM para bajos volúmenes de producción no puede competir con otros sistemas como el RTM debido al mayor coste del equipamiento, sin embargo consigue productos con resistencia y rigidez similar a los obtenidos con el sistema SMC. Por ello, para grandes volúmenes de producción, el SRIM puede ser directo competidor de procesos como el SMC y el GMT.

4.13.2 Materias primas Los materiales utilizados son similares a los de otros procesos de inyección aunque habitualmente, el sistema de resina utilizado es del tipo de poliuretanos de densidad aparente elevada (>1 kg/dm3) por lo que los monómeros reactivos son isocianatos y polioles. También se pueden utilizar resinas de tipo epoxi y poliamidas. El producto de refuerzo es normalmente el mat de hilos continuos, a unos porcentajes superiores al 30% pudiéndose alcanzar hasta un 70% frente al 20% del RRIM. Se pueden usar también mats tejidos de

4.13 SRIM

897

roving/hilos cortados con ligante termoplástico, mats preconformables, fibras de carbono, fibras de polímeros de un componente o bicomponente y fibras de poliéster recubiertas de poliamida.

4.13.3 Maquinaria y utillaje La maquinaria y el utillaje necesarios para el correcto desarrollo de estos procedimientos son los siguientes: - Sistemas de almacenamiento de los componentes del poliuretano. - Máquinas de inyección bicomponente. En ciertos casos es necesario utilizar máquinas de inyección a alta presión de mezcla. La presión de inyección en el molde es generalmente baja. - Moldes epoxi o metálicos, según las series a realizar. Deberían ser concebidos para resistir la presión de inyección. - Prensa porta-moldes, de suficiente fuerza de cierre para resistir la presión de inyección, la postpresión o la presión ejercida durante la reacción.

4.13.4 Proceso En el proceso SRIM la preforma se coloca en el molde antes de la introducción de la resina. El utillaje puede hacerse de diversos materiales pero es usual que sea metálico para facilitar la transferencia de calor.

Figura 4.13.1 Esquema del proceso SRIM

898


La resina es altamente reactiva y esta contenida en dos tanques de almacenamiento separados. La resina de cada tanque se inyecta bajo alta presión en una cámara mezcladora y luego directamente en el molde. Aunque la presión es alta en la mezcla, la presión de la resina una vez en la herramienta es solo de 0.34 a 0.69 MPa. La resina entra en el molde y humedece la preforma conforme la reacción de curado se produce. Una resina apropiada para este proceso debe tener una viscosidad de 0.1 a 0.5 MPa para que tenga alto poder mojante y se distribuya rápidamente dentro del molde. [1] El proceso continúa con un curado rápido con un tiempo de ciclo de 1 minuto aproximadamente. Debido a la rapidez de curado de la resina las distancias que debe recorrer el flujo están limitadas en este proceso, cuando la distancia de flujo excede de 610 mm se aconsejan varios orificios de entrada. Hay que tener en cuenta que el refuerzo se debe colocar de forma que no sufra desplazamientos en el momento de la inyección de la resina. Para ello se aprisiona el contorno de la preforma en las pestañas periféricas del molde y contramolde. Los moldes deben ser suficientemente robustos para evitar posibles flexiones y resistir la presión de trabajo. Con este proceso se pueden conseguir, con ciclos muy cortos, formas diversas de gran calidad superficial con poca mano de obra cualificada. Además se puede fabricar estructuras de tipo sandwich, se pueden introducir insertos y se permite la soldadura o el pegado según sea el tipo de matriz utilizada. Las piezas finales son ligeras y obtienen un buen grado de flexión y de resistencia a la deformación. Por el contrario este proceso tiene como inconvenientes el alto coste de inversión, la necesidad de preparar previamente la preforma y el postproceso de acabado. En las siguientes figuras se muestra un proceso de fabricación de una parte interior de una puerta de automóvil realizada con una nueva tecnología SRIM conocida comercialmente como FipurTec. El sistema está automátizado y utiliza un robot de seis ejes. Para cada pieza y molde se desarrolla un programa que especifica los movimientos del cabezal a la hora de verter los distintos materiales en el molde. Así, la pistola de cortado de fibra puede aumentar la cantidad de fibra en áreas donde se requieran mayores resistencias o incluso puede eliminarla en secciones de recorte [2].

Los moldes de un panel de puerta interior se instalan en las partes superior e inferior de una prensa de 50 toneladas. Los moldes se calientan a una temperatua de 70ºC.

Colocación de lámina de vinilo como superficie interior del panel de puerta.

4.13 SRIM

899

El robot distribuye una mezcla controlada de poliuretano y fibras de 50 mm. de longitud sobre el molde en 7 segundos.

Operación de extracción de la pieza.

El panel cura en el molde en 90 segundos.

Aspecto de la pieza terminada.

Figura 4.13.2 Proceso de fabricación de SRIM Entre las aplicaciones más usuales está la fabricación de piezas de carrocería, interiores de automóvil, paneles de insonorización, etc. A pesar de su similitud, el proceso SRIM y el RTM tienen diversas diferencias como son que las preformas usadas en SRIM son menos complejas en construcción y en refuerzo que las usadas en RTM. Además el llenado del molde es más rápido y el ciclo más corto. En la siguiente gráfica se puede observar la relación presión de moldeo-tiempo de ciclo de moldeo de los procesos derivados del RIM y el RTM. Como se puede apreciar las presiones de los primeros son mayores que las de RTM con tiempos del moldeo inferiores.

900


Figura 4.13.3 Comparación entre los procesos derivados del RIM y el RTM En la siguiente tabla se puede apreciar algunas propiedades típicas de procesos derivados del RIM en la que se aprecia la mejora de propiedades en el caso de SRIM. Tabla 4.13.1 Comparación de propiedades

Módulo elástico de flexión

Gravedad específica

% vidrio

% resina

Resistenci a a tensión (MPa)

Elongación %

(Poliuretan o + vidrio)

1.08 – 1.15

15 – 20

85-80

19 - 25

25 - 110

0.3 – 1.34

SRIM

1.5

37

63

172

4.2

12.4

(GPa)

RRIM

Figura 4.13.4 Pieza terminada mediante el proceso SRIM

4.13 SRIM

901


Todo tipo y tamaño


Gran calidad superficial con alto grado de flexión y resistencia a la deformación

Espesores

Espesor variable

Aspecto

Dos caras lisas

% de Refuerzo

30 % hasta 70 %


Grandes

Molde

En epoxi o metálicos según la presión de inyección Robustos para resistir las altas presiones

Mano de obra


Ciclo

Ciclos cortos

Inversión

Alta


Preformas y fibras de diversos tipos Resinas: poliuretano de alta densidad, epoxi y poliamidas

Ventajas

Altas características mecánicas Automatización del proceso Utilización de preformas Posibilidad de incluir insertos Admite fabricación de sandwich

Desventajas

Alta inversión Necesidad de grandes series, no puede competir en series pequeñas con SMC Preparación de la preforma

Figura 4.13.5 Cuadro de síntesis del proceso SRIM

4.13.6 Simulación y caracterización de procesos RIM, RRIM, SRIM 4.13.6.1 Modelado de flujo En la actualidad se han desarrollado numerosos programas que calculan el flujo de materiales plásticos a través del molde y que predicen modelos de flujo y presiones en el molde. Mientras que la mayoría de estos programas se han desarrollado para el moldeado de inyección de termoplásticos, su uso con procesos RIM y RRIM ha tenido un notable éxito especialmente en la predicción de modelos de flujo. Estos métodos estan basados en el cálculo iterativo del flujo, asumiendo que el flujo de material tiene un comportamiento análogo a la propagación de ondas. Por lo tanto, la predicción de flujo se basa en lo que ocurre en el frente de avance del flujo. Los programas trabajan por igual con termoplásticos con alta viscosidad y materiales para el proceso RIM. Los cálculos de predicción de presión son menos significativos

902


para los materiales utilizados en los procesos RIM debido a que son respuesta a la temperatura y cizalladura del material. Los programas se pueden utilizar también para la predicción de modelos de flujo si la permeabilidad del refuerzo es incluida. Esto se puede realizar con relativa facilidad considerando el significado físico de la costante de permeabilidad que da cuenta de la dificultad del avance del flujo de la resina a través del refuerzo respecto al flujo a través del molde vacío. Si se entiende esta constante como un espesor relativo, esto tiene el mismo efecto en la relación entre viscosidad, distancia de flujo y presión. Con los actuales programas y un suficiente conocimiento de la permeabilidad de varios refuerzos, es posible ajustar la geometría de un modelo de molde [3]. Estos programas son utilizados para el cálculo de flujo a través de elementos que tienen un tamaño similar al del espesor del molde. Para elementos de mayor tamaño pueden calcular falsas predicciones ya que las funciones de ajuste operarían sobre áreas demasiado amplias. Además en piezas grandes se necesitan tiempos considerablemente altos para conseguir predicciones razonables. El uso de todas estas predicciones puede ser de gran utilidad ya que se consiguen mejores resultados finales corrigiendo el diseño del molde. 4.13.6.2 Caracterización cinética calorimétrica La cinética de los procesos RIM puede ser seguida de diferentes formas. La formación del polímero final puede considerarse que tiene dos etapas. Una reacción química y una separación en fases. Cada una de estas etapas afecta a como el material fluye a través del molde. Las dos principales formas de controlar o supervisar cada una de las etapas son midiendo el calor generado por la reacción del material y seguir la presión en varios puntos conforme el material llena el molde. El primero da una indicación del ratio de reacción total y el segundo está relacionado con la viscosidad del material la cual es una compleja función del grado de reacción, separación de fase y gelación. Aunque en el problema de llenado del molde el seguimiento de la presión es directamente significativo, un buen conocimiento del grado de reacción hace que el dato de la presión sea más significativo aún. Mientras que existe un efecto térmico en la fase de separación, este es menor que el calor producido en la reacción de formación del uretano. El calor de reacción puede ser seguido midiendo la temperatura del material que reacciona en el molde y midiendo adiabáticamente el incremento de temperatura del material mezclado en un recipiente aislado. En el proceso SRIM el seguimiento de la temperatura en el molde puede dar una buena indicación del grado de reacción, al menos desde un punto de vista cualitativo. Con copolímeros y sistemas isocianurados, la dilación entre la mezcla y la exotermia principal da una buena indicación del tiempo de flujo permisible ya que la exotermia esta proximamente correlacionada con el comienzo de la segunda etapa de la reacción (salvo en uretanos). 4.13.6.3 Caracterización del flujo en el proceso RIM, RRIM y SRIM El más significativo método de evaluación de la viscosidad de los materiales en reacción es la medición de la presión ejercida por el material en las paredes del molde conforme fluye a través de la herramienta. La interpretación de los datos en términos de grado de reacción, gelación y separación de fase no es simple debido a la interconexión de cada uno de ellos con la viscosidad. Sin embargo es posible determinar la viscosidad de un sistema conforme reacciona midiendo la presión en dos puntos del molde.

η=

C 1∆ P ν∆L

(Ec. 4.13.1)

4.13 SRIM

903

Donde ∆P es la presión medida entre dos puntos a distancia ∆L entre ambos cuando el material está fluyendo a velocidad ν, C1 es una constante que depende de la geometría del molde, y η es la viscosidad media del material entre los dos puntos. Esta relación se puede utilizar de dos formas. En un molde se colocan dos transductores de presión. La forma de la traza de la caída presión entre los dos transductores da una indicación de cómo la viscosidad aumenta. En un molde con múltiples transductores la caída de presión entre varios puntos indica como la viscosidad varía en función de la distancia desde la válvula. En la siguiente figura 4.13.6 se muestra una disposición de estos transductores así como las trazas de la presión de cada uno de ellos. Con estos datos y el conocimiento del modelo de flujo en el molde es posible calcular la viscosidad media entre puntos del molde. También es posible determinar la viscosidad del material en función del tiempo desde la mezcla. (figura 4.13.7). De esta forma es posible estudiar el efecto de variables como velocidad de flujo y temperatura de molde, cuyas medidas son de práctico uso en el desarrollo de sistemas de optimización. [4]

Figura 4.13.6 Esquema de molde con transductores de presión (izda) y trazas de presión (dcha)

Figura 4.13.7 Viscosidad en función del tiempo

904


La caracterización de flujo en SRIM se puede realizar de forma similar que en los proceso RIM y RRIM pero teniendo en cuenta la resistencia de la resina a fluir debido a la existencia del refuerzo. En este caso, la fórmula incorpora un factor más.

η=

C1C2 ∆P ν∆ L

(Ec. 4.13.2)

Donde todas las variables tienen el mismo significado que en la fórmula anterior 4.13.1 y C2 es una constante que refleja la permeabilidad del refuerzo. La figura 4.13.8 muestra las trazas de la presión para inyección de SRIM a través de un refuerzo mat que se diferencian respecto a las del proceso RIM en la forma de las líneas lo cual indica la diferente reactividad. Además se puede observar la cinética del curado. El pequeño incremento de presión en torno a los veinte segundos corresponde a la gelación del material y es consistente con el tiempo de exotermia para este sistema.

Figura 4.13.8 Trazas de presión en los transductores para un proceso SRIM La permeabilidad del mat de vidrio es una función del número de capas de mat en el molde tal y como se muestra en la siguiente figura.

Figura 4.13.9 Permeabilidad del mat de vidrio en función del número de capas de mat

4.13 SRIM

905

En la figura siguiente 4.13.10 se muestra que la viscosidad no varía con el contenido de vidrio o la velocidad, y es del orden de 10 cP., el rango necesario para un flujo largo a través de altos niveles de vidrio.

Figura 4.13.10 Viscosidad en función de las capas de vidrio

Referencias 1. Miravete, A. «Documentación de las I Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 20-22 Enero, 1988. 2. Miravete, A. «Documentación de las II Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 23-25 Mayo, 1990. 3. Miravete, A. «Documentación de las III Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 30 Marzo-3 Abril, 1992. 4. Miravete, A. «Documentación de las IV Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 11-14 Abril, 1994. 5. Miravete, A. «Documentación de las V Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 26-29 Junio, 1995. 6. Miravete, A. «Documentación de las VI Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Madrid 15-17 Abril, 1996.

906


7. Miravete, A. «Documentación de las VII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 24 Junio, 1996. 8. Miravete, A. «Documentación de las VIII Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 15-16 Febrero, 1999. 9. Miravete, A. «Documentación de las IX Jornadas de Materiales Compuestos». Ingeniería de Materiales Compuestos. Zaragoza 12-13 Junio, 2000. 10. «Engineered Materials Handbook, Volume 1. Composites». ASM International, 1987. 11. «Engineered Materials Handbook, Volume 2. Engineering Plastics». ASM International, 1988. 12. Antequera, P., Jiménez, L., Miravete, A. «Los materiales compuestos de fibra de vidrio». Edita Secretariado de publicaciones de la Universidad de Zaragoza, 1991. 13. Miravete, A. «Los nuevos materiales en la construcción». Edita A. Miravete, 1994. 14. «Handbook of Composites». Edita George Lubin, 1982. 15. Mallick, P.K. «Composites Engineering Handbook». University of Michigan-Dearborn, 1997. 16. Gay, D. «Matériaux composites». Éditions Hermes, 199. 17. «Aerospace Structures». Edited by J. Loughlan. Elsevier Applied Science, 1990. 18. Hull, D. «Materiales compuestos». Ed. Reverté, 1987. 19. Mallick, P.K. «Fiber-Reinforced Composites». Marcel Dekker, Inc, 1993. 20. Hollaway, L. «Polymer composites for civil and structural engineering». Blackie Academic & Professional, 1993. 21. Mallick, P.K. «Composite Materials Technology». New York: Oxford University Press, 1990. 22. «Composite Materials in Aircraft Structures». Edited by D. H. Middleton. Longman, 1990. 23. «Proceedings of ICCM9, Books I-VI». Edited by A. Miravete. Madrid, 1993.

4.14 RTM

907

4.14 RTM 4.14.1 Introducción En los últimos años, el RTM o moldeo por transferencia de resina y sus procesos derivados han ido ganando popularidad en la industria aerospacial, automovilística, militar y de infraestructuras. De hecho, el RTM nació a mediados de la década de los 40, pero no llegó a ser comercialmente competitivo hasta los 60 y 70, cuando comenzó a ser usado para fabricar bañeras, teclados de ordenador, contenedores,... La selección del proceso de fabricación de piezas poliméricas debe estar basada en consideraciones de diversos factores como pueden ser: •

Tamaño y forma de la pieza

•

Control microestructural

•

Tipo de fibra y matriz

•

Rendimiento requerido

•

Economía de mercado

El RTM solamente es rentable para un número de piezas entre 500 a 50.000 piezas por año para la industria automovilística donde se requiere bajo coste / gran volumen de producción, o entre 50 a 5.000 piezas por año para la industria aeronáutica donde se requiere alto rendimiento / pequeño volumen. Además las variaciones del RTM lo pueden hacer muy apropiado para la producción de grandes y complicadas piezas de gran espesor para aplicaciones militares o de infraestructura. Por ejemplo, el suelo de un puente en fibra de vidrio – resina de viniléster, o la parte inferior del casco de un barco de la marina de Estados Unidos.

908


El RTM, o moldeo por transferencia de resina es un proceso de fabricación de molde cerrado a baja presión que permite obtener piezas de material compuesto en un amplio rango de complejidad y tamaño, así como artículos de alto rendimiento. El proceso se diferencia de otros procesos de moldeo en que el refuerzo seco y la resina se juntan dentro de un molde para formar una pieza de material compuesto. El refuerzo (fibra), que puede estar preformada se coloca dentro de la cavidad del molde, después el molde se cierra. Un tubo conecta el molde cerrado con un depósito de resina, la cual es bombeada o transferida dentro del molde para impregnar la fibra, y finalmente se produce el curado. De manera esquemática el proceso de RTM se puede explicar de la siguiente manera:

Figura 4.14.1 Preformado y colocación en el molde El refuerzo seco es preformado y orientado formando un esqueleto de la pieza. Esto es lo que se conoce como “preforma”, la cual es introducida dentro de un molde en el que ajusta perfectamente.

Figura 4.14.2 Impregnación y curado El molde se cierra, y se inyecta una resina con baja viscosidad. El aire es desplazado por la resina y escapa por los agujeros de ventilación situados en los puntos más altos del molde. Durante este periodo, conocido como la fase de inyección, la fibra se impregna de resina. El calor aplicado al molde activa los mecanismos de polimerización que hacen solidificar la resina en el paso conocido como “curado”.

4.14 RTM

909

Figura 4.14.3 Desmoldeo El curado de la resina comienza durante el llenado y continua durante el proceso de vaciado. Una vez la pieza desarrolla la suficiente rigidez es desmoldeada.

4.14.1.1 Naturaleza del RTM El RTM parece ser un proceso simple de tres pasos: preformado, inyección y curado, como se muestra en la figura. Pero en realidad es mucho más complicado, porque el procesado está íntimamente relacionado con la calidad de la pieza final.

Figura 4.14.4 Etapas del ciclo de RTM Cada paso del proceso afecta a los pasos siguientes. Cada decisión tomada afecta por una parte al procesado de la pieza y por otra a la calidad de la pieza final. Por ejemplo, la microestructura de la preforma debe ser diseñada pensando no sólo en la carga termomecánica que la pieza final sufrirá, sino también pensando en la influencia que va a tener la microestructura en la permeabilidad, y por tanto en el tiempo de llenado del molde (de esta manera también tiene influencia la selección de la resina, su viscosidad, y la temperatura de procesado, que también afecta a la selección de los materiales para utillaje y el tiempo de desmoldeo). De manera similar, el proceso de inyección debe hacer un delicado balance entre: el deseo de

910


tener un rápido llenado del molde, la integridad de la microestructura (evitando que las fibras se muevan durante el llenado del molde), la impregnación de los manojos de fibras, y la eliminación del aire del molde. De esta forma, la selección de la resina, la temperatura del molde, la presión y viscosidad deben estar controladas para preservar la integridad de la preforma. De la misma forma, el molde debe ser diseñado teniendo en cuenta además de la forma y características de la pieza, las especificaciones de inyección, permeabilidad, curado y desmoldeo. Todo esto han sido unos pocos ejemplos de los retos asociados con el RTM, haciendo especial hincapié en que el procesado y las cuestiones de rendimiento deben ser consideradas de manera simultánea para asegurar que el producto final es de calidad y económicamente rentable.

Figura 4.14.5 Permeabilidad y resistencia según el tipo de preforma.

4.14.1.2 Ventajas del RTM Probablemente la gran ventaja del RTM frente a otras técnicas de fabricación de composites es la relativa separación entre el proceso de moldeo y el diseño de la arquitectura de las fibras. Teniendo la etapa de preformado separada de la de inyección y de la de curado, permite al diseñador crear materiales particularmente adaptados para cubrir perfiles de demanda específicos. Esto es completado por la combinación de varios tipos de fibras y formas. De hecho, el moldeado líquido permite lograr altos niveles de control microestructural y de las formas de las piezas, en comparación con otros métodos de fabricación. Otras ventajas que ofrece el RTM son: -

Pequeña inversión de capital

-

Buen acabado superficial

-

Flexibilidad de utillajes

-

Capacidad para producir piezas grandes y complejas

-

Posibilidad de introducir nervios, núcleos e insertos

-

Integración de varias partes en una

-

Gran variedad de sistemas de resina posibles

-

Gran variedad de sistemas de refuerzo posibles

-

Volumen de fibra perfectamente controlable

4.14 RTM

911

4.14.1.3 Selección de materiales Las materias primas “base” para el RTM son las fibras y las resinas. La selección de la fibra de refuerzo está basado en los requerimientos mecánicos de la pieza, los requerimientos medioambientales y el coste.

4.14.1.3.1 Selección de fibras Existe una gran variedad de tipos de fibra para utilizar en RTM: varios tipos de vidrio, de carbono y aramida. Éstos pueden estar disponibles en rollos (roving) o procesados con diferentes tecnologías textiles tanto bidimensionales como tridimensionales. En la figura siguiente se muestran algunas de éstas tecnologías textiles.

Figura 4.14.6 Diversas tecnologías textiles La selección de la arquitectura de fibra depende de características que afectan al comportamiento en servicio como módulo, resistencia, durabilidad, compresibilidad en el preformado para alcanzar el volumen de fibra deseado y deformabilidad para asegurar el emplazamiento óptimo de la fibra durante las operaciones de preformado. Además la arquitectura de fibras depende de características que afectan al proceso como permeabilidad, compresibilidad y deformabilidad. Esto queda resumido en la siguiente tabla. Tabla 4.14.1 Factores de la selección de fibra

Características que afectan al proceso

Características que afectan al comportamiento en servicio

-

Permeabilidad

-

Módulo, resistencia, etc.

-

Compresibilidad

-

Durabilidad

-

Deformabilidad

-

Compresibilidad

-

Deformabilidad

912


4.14.1.3.2 Selección de resinas Existen numerosos sistemas de resina disponibles para RTM. Para poder ser incluidos en esta categoría, la resina debe satisfacer diversos requerimientos. Por consideraciones de proceso, la resina debe tener baja viscosidad (entre 50 y 500 cps) durante todo el proceso de inyección. Si la viscosidad de la resina es demasiado alta, la fibra puede tener tendencia a moverse o a impregnarse demasiado despacio, además existe el riesgo de que el molde llegue a llenarse antes de que las mechas individuales de fibra estén completamente impregnadas. Después la resina debe gelificar y se debe garantizar que comience el curado, de esta manera, la adaptabilidad del ciclo de curado es muy importante. Otras características de proceso son: el tiempo de manipulación hasta que empieza a curar (“pot-life”), compatibilidad con la fibra, baja volatilidad y baja emisión de gases durante el curado. En términos de propiedades de la pieza final las características de la resina a considerar son: resistencia, rigidez, tenacidad, adhesión a las fibras, temperatura de servicio y resistencia a agentes medioambientales. La siguiente tabla resume los requerimientos de la resina para RTM. Tabla 4.14.2 Factores de la selección de resinas Características que afectan al proceso

Características que afectan al comportamiento en servicio

Tiempo-temperatura-viscosidad

Módulo, resistencia, etc.

Ciclo de curado

Temperatura de servicio

Pot Life

Medioambiente

Adhesión a fibras

Los sistemas de resinas para RTM incluyen poliéster, viniléster, uretanos, epoxi, fenólicos, bismaleimidadas y poliimidas. Generalmente, las resinas de bajas prestaciones son más fácilmente procesables y de coste significativamente inferior que los sistemas de altas prestaciones. La industria automovilística y de infraestructuras tiende a utilizar sistemas de resinas de bajo coste, mientras que la industria aerospacial emplea sistemas de alto coste. La siguiente tabla muestra las características deseables para un buen sistema de resina para RTM. Tabla 4.14.3 Características ideales de una resina para RTM

Viscosidad

< 200cps

Pot Life

> 2 horas a temperatura ambiente

Temperatura de curado

< 175º C

Tiempo de curado

< 1 hora (dependiendo de la aplicación)

Post-curado

A evitar en lo posible

4.14 RTM

913

4.14.1.4 Ejemplos de aplicación En las siguientes figuras se muestran diversas piezas fabricadas por RTM.

Figura 4.14.7 Panel exterior del portón trasero del Jeep Cherokee

Figura 4.14.8 Panel interior del portón trasero del Jeep Cherokee, visto de frente

Figura 4.14.9 Panel interior del portón trasero del Jeep Cherokee, visto desde atrás

914


Figura 4.14.10 Puerta del Jeep Cherokee

Figura 4.14.11 Capota del Jeep Cherokee

Figura 4.14.12 Línea de producción de la capota del Jeep Cherokee

4.14 RTM

915

Figura 4.14.13 Spoiler del Volkswagen Jetta visto desde atrás

Figura 4.14.14 Spoiler del Volkswagen Jetta visto desde delante

Figura 4.14.15 Piezas de un depósito

4.14.2 Preformado Para RTM se puede emplear una amplia variedad de fibras de refuerzo. La selección de la arquitectura de fibra tiene influencia directa en las características finales de la pieza y en su fabricación, por tanto es una etapa crítica dentro los procesos concurrentes en la fabricación de una pieza por RTM. Se van a describir varios ejemplos de configuraciones de material y las implicaciones que tienen. La “preforma” es el montaje de las fibras de refuerzo, a las cuales se les da una forma cercana a la forma final y se orientan de la forma adecuada dentro del molde, antes de la introducción de la resina. En la siguente figura se muestra un ejemplo de preforma para la capota del Jeep Cherokee mostrado anteriormente.

916


Figura 4.14.16 Preforma de la capota del jeep Cherokee La selección de material y diseño de la preforma está basado en criterios de comportamiento mecánico de la pieza final. Tiene que existir un compromiso entre estos criterios y los de procesabilidad, durabilidad, y coste. El impacto que tiene sobre la procesabilidad consiste en la necesidad de impregnar completamente la preforma con la resina. El grado de compactación y la orientación de las fibras afectan directamente a la capacidad de la resina para fluir por el molde. Por lo tanto, el diseño del molde en términos de puntos de inyección de resina y puntos de evacuación de aire está directamente afectado. Otro aspecto a tener en cuenta en el diseño de la preforma es la posible existencia de: espumas estructurales en el núcleo, insertos metálicos, puntos de anclaje, y otros materiales de refuerzo de distinta naturaleza. De manera esquemática, el diseño de preformas debe tener en consideración los siguientes aspectos: ·

Requerimientos mecánicos ·

Rigidez y resistencia (de la preforma y de la pieza acabada)

·

Compresibilidad (ver 4.14.2.1)

·

Deformabilidad (facilidad para adaptarse a las curvaturas del molde)

·

Requerimientos del procesado ·

Permeabilidad (en dirección X, Y y Z) (ver 4.14.2.2)

·

Compresibilidad

·

Deformabilidad

·

Aspectos especiales ·

Núcleos de espuma

·

Insertos metálicos

·

Preformas múltiples (elementos de unión)

4.14 RTM

917

·

Requerimientos medioambientales

·

Requerimientos económicos

4.14.2.1 Compresibilidad La compresibilidad es un aspecto que afecta a la vez al procesado y al comportamiento final de la pieza fabricada por RTM. Durante el procesado, la presión del utillaje puede deformar la preforma, modificando el porcentaje de volumen de fibra y la permeabilidad. Estos cambios también afectaran a las propiedades de la pieza final.

Figura 4.14.17 Influencia de la compresibilidad en la microestructura de la preforma. En la figura anterior, se muestra el proceso de compactación. La preforma es más gruesa que el hueco que existe en el molde, por ello al cerrar el molde la preforma se comprime y modifica su arquitectura. Los cambios producidos en la preforma son los siguientes: ·

Cambios en los espacios entre capas

· Cambios en el empaquetamiento entre las hebras individuales pertenecientes a una misma lámina, también puede variar la relación de aspecto de las hebras. ·

Reorientación de fibras.

Figura 4.14.18 Influencia de la compresibilidad en las propiedades mecánicas de la lámina

918


En las figuras siguientes se muestran algunos resultados experimentales en los que se aprecia la relación entre la presión de compactación y el volumen de fibra resultante. Se han considerado dos materiales. El primero es un mat de fibra continua (bajo porcentaje de volumen de fibra, de 15 a 30%), se puede apreciar en la gráfica el pequeño rango de porcentajes en volúmenes de fibra que se obtiene, para conseguir porcentajes mayores del 30% debe aplicarse una fuerza excesiva que rompería las fibras. El segundo material es un tejido 0/90. Con este material es posible conseguir un rango de volúmenes de fibra mucho más amplio. El porcentaje límite para el tejido es en torno al 56%, que es mucho mayor que para el mat. De todas formas, la cantidad de compresibilidad posible varía de unos tejidos a otros, dependiendo del tamaño de la hebra, el tipo de fibra, etc.

Figura 4.14.19 Influencia de la presión de compactación en la fracción en volumen de fibra En las siguientes figuras se ve la influencia de la compresibilidad en forma de porcentaje en volumen de fibra para otras propiedades mecánicas, tanto de comportamiento como de procesado.

Figura 4.14.20 Influencia de permeabilidad en la fracción en volumen de fibra

Figura 4.14.21 Influencia de compresibilidad en el módulo de Young

4.14 RTM

919

Figura 4.14.22 Influencia de compresibilidad en la resistencia a tracción

Figura 4.14.23 Influencia de la compresibilidad en el procesado y en las propiedades mecánicas finales Las tendencias no son siempre tan simples como parecen, las propiedades mecánicas mejoran con el aumento en volumen de fibra, pero no siempre de manera lineal, y a veces sólo hasta cierto punto. La gráfica siguiente muestra este efecto. A veces un porcentaje en volumen de fibra muy grande causa “sobrecompactación” haciendo disminuir las propiedades mecánicas.

Figura 4.14.24 Influencia de la compresibilidad en el procesado y en las propieddes mecánicas finales

920


4.14.2.2 Permeabilidad La permeabilidad (K) es la medida de la facilidad de la resina para fluir a través de la preforma, y tiene unidades de área. La permeabilidad puede ser altamente direccional (anisótropa), lo cual es muy importante a la hora de diseñar el molde, las entradas de resina y las salidas de aire. La permeabilidad está afectada por la compactación (como se ha visto en el anterior apartado) y por la arquitectura de la preforma. ·

Las preformas abiertas tienen mayor porosidad y mayor permeabilidad

·

Los preformas cerradas son más difíciles de impregnar, pero muestran mayor rigidez y resistencia

·

La permeabilidad K, muestra el efecto de la estructura de la preforma en el flujo

·

Las preformas porosas y abiertas tienen mayores valores de K y son más fáciles de impregnar.

Figura 4.14.25 Tejidos abiertos y cerrados

Factores que afectan a la permeabilidad: ·

Arquitectura de la preforma

·

Viscosidad de la resina

La permeabilidad tiene carácter direccional, así que en preformas anisótropas es necesario conocer tres valores: Kxx, Kyy, Kzz La permeabilidad determina los parámetros clave para el procesado: ·

Tiempo de llenado

·

Presión de inyección

4.14.2.3 Materiales más comunes para preformas Los tipos de fibras más comunes para RTM son productos sin tejer o tejidos, tanto 2D como 3D (como se ha visto en la introducción). Los más comunes son los siguientes:

4.14 RTM

921

4.14.2.3.1 Mats aleatorios Consiste en fibras sueltas continuas o cortadas distribuidas de forma aleatoria en una lámina. Las fibras permanecen unidas entre sí en la lámina por un adhesivo débil. La ventaja de esta tipología es la alta permeabilidad y por tanto la facilidad para el flujo de resina durante la etapa de inyección, facilitando una impregnación completa. Otras ventajas son la facilidad de manejo (corte y laminado) para la colocación en el molde, y la buena integridad estructural. Las limitaciones son la baja rigidez y resistencia, la carencia de control en la orientación de las fibras, y bajo volumen de fibra que se llega a alcanzar.

Figura 4.14.26 Mat aleatorio El mat esta compuesto de fibras sueltas distribuidas aleatoriamente sobre una lámina. Por ello el mat es isótropo en el plano de la lámina. El flujo de fluido es fácil de predecir en este tipo de materiales. Un efecto adicional de la orientación aleatoria de las fibras es que al colocar la lámina sobre el molde no sufre orientaciones preferenciales. Tabla 4.14.4 Ventajas y desventajas del mat Ventajas

Desventajas

Alta permeabilidad

Rigidez pobre

Facilita al inyección

Resistencia limitada

Fácilmente manejable

No permite control de orientaciones

Alto grado de integridad estructural (se usa como base)

Limitado volumen de fibra

4.14.2.3.2 Tejidos 2D Son tejidos de al menos dos series de filas de hebras que son entretejidas. Se consiguen propiedades en el plano más o menos equilibradas, dependiendo de la cantidad de fibra en cada dirección. También es posible la existencia de asimetría según la naturaleza de la tejeduría. Los tejidos presentan aceptables propiedades mecánicas en el plano de la lámina y buena resistencia al impacto. Por otro lado, estos materiales son poco conformables en moldes de geometría complicada. Además el estar entretejidos hace

922


que existan ondulaciones de las hebras, lo que se traduce en una disminución de la resistencia y de la rigidez efectiva de la lámina. Los tejidos se denominan de acuerdo al número de hebras que quedan debajo de las hebras que van en el otro sentido, como se ve en la siguiente figura.

Figura 4.14.27 Preformas de tejido biaxial Los tejidos pueden ser clasificados de acuerdo al espacio que queda entre las hebras como abiertos y cerrados.

Tabla 4.14.5 Ventajas y desventajas de los tejidos 2D Ventajas

Desventajas

Aceptables propiedades en el plano de la lámina

Ondulación de las fibras

Buena resistencia al impacto

Asimetría

Aceptable conformidad

Manejabilidad

4.14.2.3.3 Tejidos unidireccionales Consiste en filamentos paralelos que se mantienen en su sitio por medio de un cosido transversal.

4.14 RTM

923

Figura 4.14.28 Preforma de tejido unidireccional

Tabla 4.14.6 Ventajas y desventajas del tejido unidireccional

Ventajas

Desventajas

Altas rigidez y resistencia en dirección de los filamentos

Pobre integridad estructural

Buena resistencia al impacto

Flujo anisótropo (Ver 4.14.2.4)

4.14.2.3.4 Otras tecnologías textiles En este apartado, se incluyen diversas tecnologías textiles tanto bidimensionales como tridimensionales que están descritas en el capítulo de tecnologías textiles de este libro.

4.14.2.4 Flujo anisótropo Una preforma que está constituida por el apilamiento de diversas láminas, como es lo más usual, exhibe anisotropía. Su permeabilidad al flujo de fluido es en general mucho mayor en el plano de la lámina que en la dirección fuera del plano de la misma. La relación de anisotropía se define como la relación entre la permeabilidad en el plano y la permeabilidad fuera del plano (suponiendo que la fibra es isótropa en el plano).

924


Figura 4.14.29 Direcciones en el plano y fuera de él en una preforma El plano X-Y coincide con el plano de la preforma. La coordenada Z apunta en la dirección perpendicular al plano de la preforma. De este modo Kxx y Kyy se refieren a la permeabilidad en el plano de la preforma, y Kzz se refiere a la permeabilidad fuera del plano. Cuando Kxx=Kyy se dice que la preforma tiene isitropía en el plano.

Figura 4.14.30 Medición experimental de la permeabilidad en el plano de laminados 0/90 La figura anterior muestra la presión de llenado en MPa para dos laminados 0/90 de láminas unidireccionales en función del caudal (ml/s). De esta gráfica se pueden extraer varias conclusiones: La relación entre la presión de llenado y el caudal de resina es lineal e indica la aplicabilidad de la ley de Darcy en cada caso. Sabiendo la viscosidad del fluido h y la longitud y área transversal de la preforma (L y A), se puede calcular la permeabilidad midiendo la pendiente de la gráfica. Para el porcentaje alto de fibra (0.69), la pendiente es mucho menor que la pendiente para el volumen de fibra menor (0.49), aunque las preformas están construidas con el mismo apilamiento unidireccional.

4.14 RTM

925

En la siguiente figura se muestra la permeabilidad transversal en función del porcentaje de volumen de fibra para un laminado 0/90 de láminas unidireccionales. Se observa como la permeabilidad cae drásticamente para altos volúmenes de fibra

Figura 4.14.31 Medición experimental de la permeabilidad transversal de laminados 0/90 La figura siguiente muestra la relación de anisotropía (Kxx/Kzz) en función del porcentaje en volumen de fibra.

Figura 4.14.32 Relación de anisotropía en función de la fracción en volumen de fibra Comparando las dos figuras anteriores, se puede concluir que para el mismo tipo de fibra y el mismo porcentaje en volumen, la permeabilidad transversal es mucho menor que la permeabilidad en el plano. Los datos muestran que la permeabilidad en el plano es uno o dos órdenes de magnitud superior que la transversal para estas preformas. Los datos también muestran que la relación de anisotropía depende fuertemente del porcentaje en volumen. Esto explica por qué el impregnado de preformas está dado principalmente por la permeabilidad en el plano de la lámina.

4.14.2.5 Núcleos e insertos En numerosas ocasiones es necesario completar la preforma con otros materiales a parte de las fibras de refuerzo, éstos son los núcleos e insertos.

926


4.14.2.5.1 Núcleos Uno de los aspectos más beneficiosos del RTM es la posibilidad de poder fabricar grandes piezas con formas tridimensionales complicadas. Los núcleos se introducen para crear volúmenes en el interior y aumentar el momento de inercia sin aumentar el peso, o para dotar a las estructuras de características aislantes o acústicas. Factores a considerar cuando seleccionamos un material para núcleo: ·

Complejidad de la pieza

·

Tolerancias dimensionales / estabilidad

·

Inyección de resina y presión de compactación

·

Tiempo del ciclo de fabricación

Materiales más comunes para núcleos: ·

Espumas: de poliuretano, fenólicas, etc

·

Honeycomb

·

Maderas (en particular madera de balsa)

·

Termoplásticos (por ejemplo Polietileno de alta densidad HDPE)

4.14.2.5.2 Insertos Para dotar de funcionalidad específica a algunas zonas de la pieza se utilizan piezas de otro tipo de materiales, siendo los más utilizados los aglomerados o los insertos metálicos. Éstos últimos van desde placas planas a pletinas con taladros, roscas, tornillos, ruedas, etc. Los aspectos a tener en cuenta son los siguientes: Aspectos relativos al procesado: ·

Influencia del inserto en el flujo de resina

·

Efecto del flujo de resina en el posicionamiento del inserto.

·

Adhesión entre el inserto y la resina de la matriz

·

Desarrollo de tensiones residuales durante el ciclo de curado

Aspectos relativos al comportamineto final de la pieza: ·

Comportamiento después de largo tiempo

·

Efecto de la posición del inserto en el comportamiento de la pieza

·

Efecto de las condiciones medioambientales en el inserto (normalmente metálico)

·

Transferencia de cargas o tensiones entre el inserto y la matriz de material compuesto.

·

Metodología de diseño (forma del inserto, localización, etc)

4.14 RTM

927

En muchos metales es necesario un tratamiento superficial consistente en: ·

Eliminación de la capa superficial que es incompatible con la resina / adhesivo.

· Formación de adherencias estables que sean compatibles mecánica y químicamente con la resina / adhesivo. Para aplicaciones estructurales, dos mecanismos de unión entre pieza e inserto son importantes: · Unión mecánica entre la superficie del metal y la matriz, por ello la mayor parte de los insertos comerciales están instalados sobre rejillas metálicas, así se mejora la unión mecánica. ·

Unión química entre las moléculas del polímero y el óxido del metal.

4.14.2.6 Técnicas comunes de preformado Las técnicas más comunes de preformado son las siguientes: ·

Preformado por corte y colocación

·

Preformado por proyección directa de fibra

·

Estampado de materiales termoconformables (RTM de alta velocidad)

·

Preformas textiles

·

Preformas fabricadas por braiding

·

Introducción de insertos y núcleos

4.14.2.6.1 Preformado por corte y colocación Es el método tradicional de preformado. Tiene las siguientes características: ·

Se pueden utilizar todos los tipos de tejido 2D y 3D:

·

Mats cortados

·

Mats continuos

·

Tejidos unidireccionales

·

Tejidos 2D

·

Tejidos 3D

·

Se corta cada lámina individual con la forma deseada

·

Cada lámina se coloca manualmente sobre la cavidad hembra del molde

·

La preforma se compacta dentro del molde

928

Capítulo IV. Procesos Tabla 4.14.7 Ventajas y desventajas del método de preformado por corte y colocación

Ventajas

Desventajas

Efectivo para desarrollo de prototipos y pequeñas series de producción

Alto coste (mucha mano de obra, material desperdiciado, etc.)

Alta calidad final de la pieza

Preformado manual por “prueba y error”

Control preciso de la arquitectura de la preforma

Ciclo de preformado muy lento

Para aplicaciones avanzadas como las de la industria aerospacial, donde se necesita un control preciso de las orientaciones y del porcentaje de fibra, pueden ser usadas ligaduras entre las láminas de la preforma. Estas ligaduras hacen que todas las láminas permanezcan unidas formando una sola pieza. En este caso, el “Preformado por corte y colocación” es algo más complicado: Preformado por corte y colocación avanzado: ·

Proyectar el ligante sobre la lámina de fibra

·

Cortar la lámina en la forma deseada

·

Apilar las diferentes láminas en el utillaje de compactación.

·

Calentamiento de la preforma hasta que las ligaduras se ablanden

·

Vacío y presión mecánica para compactar la preforma hasta el volumen de fibra deseado.

Consideraciones especiales cuando se utiliza este método: ·

La ligadura debe ser compatible con con la resina de la matriz, para conseguirlo hay dos opciones: - La ligadura es completamente soluble en la resina - La ligadura es una versión en polvo de la resina de la matriz (por ejemplo epoxy endurecido)

· La interacción de la ligadura con la matriz afecta a la vez a la procesabilidad y al comportamiento final de la pieza. A continuación, se explica un ejemplo para la industria automovilística. La siguiente figura muestra la pieza construida en acero que se quiere sustituir por material compuesto, que consiste en la estructura frontal de un Ford Escort incluyendo los raíles para la absorción de energía durante el choque. Esta pieza encaja con el pilarete de ventanilla y con el resto del chasis. Es una pieza apropiada para aplicar este método de preformado porque esta técnica permite un perfecto control de las orientaciones de las fibras para cumplir los requerimientos de absorción de energía y los requerimientos de rigidez, ya que es una pieza estructural del coche.

4.14 RTM

929

Figura 4.14.33 Pieza original de acero

Figura 4.14.34 Posición de la pieza en el coche A continuación se muestra la preforma, la cual está compuesta de varias partes: Núcleo de espuma, piezas de braiding, partes estampadas, etc.

Figura 4.14.35 Preforma

930


La preforma es montada e introducida en el molde de manera manual como se muestra en la siguiente figura.

Figura 4.14.36 Colocación de la preforma en el molde A continuación se muestra la pieza final colocada en el coche.

Figura 4.14.37 Pieza final montada en su posición

4.14.2.6.2 Preformado por proyección directa de fibra Este método consiste en la proyección de la fibra cortada junto con el ligante sobre una pantalla perforada a la que previamente se le ha dado la forma de la pieza a moldear. El roving alimenta la pistola de proyección y corte y es proyectado mezclado con el ligante sobre la pantalla perforada donde se mantiene en posición por medio de la diferencia de presión (hay vacío al otro lado de la pantalla). Posteriormente el carrusel se gira 90º para curar el ligante, después se gira otros 90º para retirar la preforma y el exceso de fibra de la pantalla. Todo esto está esquematizado en la figura siguiente:

4.14 RTM

931

Figura 4.14.38 Preformado por proyección directa de la fibra A continuación se muestra como ejemplo una estructura para la Ford Transit. Es el proceso más adecuado, porque tiene grandes curvaturas, es una estructura grande y no excesivamente cargada.

Figura 4.14.39 Estructura para la Ford Transit Tabla 4.14.8 Ventajas y desventajas del método de preformado por proyección directa de la fibra Ventajas

Desventajas

Bajo coste, el roving es la presentación más barata de la fibra

Debido a las fibras cortadas, las propiedades mecánicas de la pieza final son pobres

Historia del proceso, es un proceso que ha sido usado desde hace 30 o 40 años

Es necesario el recorte de la preforma

Flexibilidad de formas y tamaños

Manejo difícil, las preformas pueden ser muy grandes

Puede ser necesario el ablandamiento de ligaduras o compresión para alcanzar mejores porcentajes de fibra

El peso de las preformas varía

El porcentaje de fibra varía

932


Actualmente se está desarrollando esta tecnología (P4-A) para poder aplicarla en la industria aerospacial proyectando carbono cortado. De este modo, se obtendrá una reducción drástica de costes.

4.14.2.6.3 Preformado por estampación de materiales termoconformables La estampación se usa para dar formas complejas al mat continuo termoconformable. “Termoconformable” se refiere a la capacidad de las ligaduras para ablandarse durante el calentamiento, y endurecerse en el enfriamiento. Durante el proceso de estampado el refuerzo se extiende sobre la superficie del molde, la lámina con las ligaduras termoplásticas añadidas se coloca sobre un pre-molde de epoxi, luego se le añaden los núcleos de espuma y se montan el resto de piezas que forman las áreas de sección cerrada, se calienta hasta unos 300ºC para ablandar las ligaduras y se estampa en el molde final en un proceso parecido al estampado del acero. En la figura siguiente se muestra un esquema del proceso.

Figura 4.14.40 Preformado por estampación de materiales termoconformables En la siguiente figura se muestra una estructura usada para sujetar el material para estampar en una planta de Ford. El material está siendo introducido en el horno para prepararlo para la estampación.

Figura 4.14.41 Preparación de la estampación

4.14 RTM

933

En la fotografía a continuación se ve a la pieza saliendo del horno. Se pueden apreciar las profundas entradas y la complejidad de formas que se puede alcanzar con este método.

Figura 4.14.42 Preforma saliendo del horno A continuación se muestra la preforma terminada, que está compuesta por dos partes.

Figura 4.14.43 Preforma terminada En la siguiente fotografía vemos la pieza final. Esta pieza soporta el sistema de tracción total del Ford Aerostar.

Figura 4.14.44 Pieza final

934


Tabla 4.14.9 Ventajas y desventajas del método de preformado por estampación de materiales termoconformables Ventajas

Desventajas

Flexibilidad de formas (posibilidad de formas complejas)

Historia del proceso, bastante nuevo en su aplicación a composites

Manejabilidad

Pueden aparecer arrugas en esquinas y en las entradas profundas

Muy similar a la estampación de acero, que es un proceso muy bien conocido

Pueden aparecer reorientaciones de fibras que afectan por un lado a la procesabilidad y por otro, a las propiedades finales de la pieza. El problema se origina de la siguiente manera: ver (1)

(1) El mat continuo tiene orientación aleatoria, se deforma en las zonas cercanas a las formas complejas del molde desplegándose y afinándose. Esto funciona bastante bien para mats, pero el mismo mecanismo no funciona para un tejido. El tejido no se despliega rodeando las formas del molde. En un tejido no se produce desplegamiento en la dirección de las fibras, por tanto el único método para deformar alrededor del molde es cortar. Los problemas pueden surgir si precisamente se necesita fibra con esa orientación. La reorientación de las fibras afecta a las propiedades finales de la pieza y también a su procesabilidad, ya que modifica su permeabilidad. El porcentaje en volumen de fibra puede ser muy bajo en algunas zonas, cubriéndose de resina o rompiéndose por tensiones residuales. En otras zonas el porcentaje en volumen de fibra puede ser demasiado alto impidiendo la correcta impregnación de la pieza y causando poros en la pieza final.

4.14.2.6.4 Preformas Textiles Como se describe en el capítulo de textiles, existen diversas tecnologías textiles que son capaces de generar preformas para RTM con muy diversas arquitecturas de fibras de manera automática, ya que estas tecnologías siempre están controladas numéricamente.

4.14.2.6.5 Preformas fabricadas por braiding El braiding en realidad es una de las tecnologías textiles a las que se hace referencia en el apartado anterior, especialmente pensada para trenzar fibras de formas tubulares. Está incluida aparte porque casi todas las preformas fabricadas por braiding son impregnadas por RTM.

4.14.2.6.6 Comparación entre las técnicas de preformado Cada técnica tiene sus ventajas y desventajas, en la siguiente tabla se resumen las características principales.

4.14 RTM

935 Tabla 4.14.10 Características de la técnicas de preformado Método de preformado

FACTORES DE PROCESO Formas complejas

Dificultad

Experiencia

FACTORES DE COSTE Materia prima

Preforma final

Mano de obra

Corte y coloc.

A

A

A

M

A

A

Proy.directa

M

M

B

M

M

M

Estampado

M-A

B

A

B

B

M

Braiding

B

A

M

B

A

M-B

Tec. textiles

A

A

M-B

B

A

M-B

Donde: •

A = alto

•

B = bajo

•

M = medio

4.14.3 Moldes 4.14.3.1 Diseño de moldes El molde es la herramienta que da la forma final de la pieza. Los objetivos finales de un molde para RTM son los siguientes: •

Rellenar la preforma de resina antes de que comience la gelificación.

•

Evitar que existan zonas sin impregnar

•

Evitar la formación de burbujas (< 1%)

El proceso de RTM debe resultar económicamente rentable desde el punto de vista de tiempos y elección de equipamiento. El molde debe ser diseñado no sólo para para dar forma a la pieza, sino también considerando otros aspectos como, entradas de inyección, salidas de aire, permeabilidad, curado, desmoldeo, etc. Los moldes metálicos se usan para producir series grandes, mientras que para pequeñas series se utilizan moldes no metálicos. Los factores a considerar cuando se diseña un molde son los siguientes: •

Número de piezas

•

Expectativa de vida

•

Eficacia de costes

936

Capítulo IV. Procesos •

Cerrado del molde

•

Perfecto ajuste entre las caras del molde

•

Rigidez, deflexión mínima del molde durante las operaciones de: − Cerrado − Inyección − Abertura

•

Resistencia al calor − Calor desprendido por la reacción exotérmica de curado de la resina − Calor aportado para el curado

Al final, el diseño de moldes tiene como objetivo definir el número de entradas y salidas y su localización, temperatura del molde o de la preforma. Para ello, hay que tener en consideración los siguientes aspectos. •

La temperatura de degradación de la resina limita la temperatura del molde

•

Capacidad de presión de inyección que tiene la máquina

•

El tiempo de gel de la resina limita el tiempo de llenado

•

La presión de cierre no debe exceder la presión de compactación en el preformado

La figura siguiente muestra las partes principales del molde.

Figura 4.14 45 Partes de un molde Las características más importantes de un molde son: •

Sellado

•

Orificios de inyección y ventilación

•

Sistema de calentamiento

4.14 RTM

937

•

Cerrado y alineación

•

Sensores

4.14.3.1.1 Sellado Es necesario asegurarse de que la resina permanece en el molde sin salirse impregnando la preforma. La viscosidad de la resina disminuye al fluir a través de una preforma calentada, por ello es necesaria alta integridad en el sellado para prevenir la salida de resina. El sellado puede combinarse con vacío Métodos de sellado del molde: •

Sellado con elastómeros (anillos circulares o extruídos)

•

Sellado con resina

•

Sellado por anillo de apriete

•

Silicona, para aplicaciones a altas tempraturas

Sellado con Elastómeros En las siguientes figuras se muestran los métodos típicos de sellado de moldes con elástómeros:

Figura 4.14.46 Molde sellado con anillo circular

Figura 4.14.47 Molde con sellado extruído Estos tipos de sellado anteriores son muy comunes y funcionan bastante bien con resinas de baja viscosidad como son poliéster, viniléster, o epoxis especiales de baja densidad. El sellado se introduce en ranuras practicadas en el molde.

938


Sellado con resina

Figura 4.14.48 Molde sellado con resina

·

El sellado se forma con la resina sobrante de llenados anteriores

·

Las caras de ambos moldes deben ajustar perfectamente

·

Este método se usa más en SRIM (Structural Reaction Injection Molding) que en RTM.

Funciona mejor para SRIM porque en este método es muy importante ajustar el tiempo en que la resina empieza a rebosar por los bordes de la preforma con el tiempo de gelificación. Este método de sellado tiene más incertidumbre porque necesita un control perfecto del curado de la resina, y del sistema de calentamiento para el ajuste de tiempos. Sellado por anillo de apriete

Figura 4.14.49 Sellado por anillo de apriete ·

La preforma debe ser más larga que la pieza final

·

El anillo de apriete actúa de barrera al flujo de resina

·

Es necesario control de la presión

·

La rotura de fibras puede dañar el molde

4.14 RTM

939

4.14.3.1.2 Orificios de inyección y ventilación Los orificios de ventilación deben estar localizados en las zonas cercanas a las últimas áreas de llenado. A la hora de elegir la localización de los orificios de inyección y ventilación deben considerarse los siguientes aspectos: ·

Geometría de la pieza

·

Permeabilidad de la preforma

· Tiempo de gel de la resina. Para un curado rápido de la resina son necesarios varios puntos de inyección ·

Tiempo deseado para el ciclo de moldeo

·

Eliminación del aire en el interior de la preforma

Cuando se diseña un molde y se decide la localización de los orificios de inyección y ventilación, son importantísimos los modelos de durado y de flujo de resina. Las últimas áreas en llenarse se pueden identificar mediante simulaciones por ordenador del proceso de llenado del molde. Estas simulaciones están basadas en el método de los elementos finitos.

4.14.3.1.3 Sistemas de calentamiento / enfriamiento Los tres métodos más comunes para el calentamiento de moldes de RTM son los siguientes.

Figura 4.14.50 Tipos de calentamiento del molde Calentamiento de platos: en este método el molde se mantiene en una prensa y lo que se calienta son los platos de la prensa. Este método requiere transferencia de calor por conducción al molde, por ello puede ser necesario mucho tiempo para calentar el molde. La ventaja es que no es necesario realizar mecanizados especiales en el molde. Calentamiento integral: Este es el método más común. Al moldear se le mecanizan unos conductos por los que circula agua o aceite caliente. El espaciado entre los conductos debe ser uniforme para garantizar un calentamiento o enfriamiento uniforme. Este método permite mucho más control que el método anterior.

940


Horno: El molde completo se introduce en un horno. Este método ahorra mucha maquinaria, pero consume mucho tiempo ya que el calentamiento del horno se realiza por convección. El método más utilizado es el método integral, el cual tiene tres variantes cada una con sus ventajas e inconvenientes: Conductos calentados por aceite: ·

El más flexible

·

Calentamiento muy rápido

·

Puede utilizarse con todo tipo de resinas

Conductos calentados por agua: ·

Menos peligroso que el aceite

·

Es más limpio

·

Permite temperaturas menores, por lo que no puede utilizarse con todo tipo de resinas

Calentado por cartuchos eléctricos: ·

Calentamiento rápido

·

Limitaciones geométricas: los cartuchos son planos y no pueden seguir las curvaturas del molde.

·

Extremadamente lento el enfriamiento

4.14.3.1.4 Cerrado y alineación Métodos de cerrado: ·

Gatos en “C”

·

Cerrado perimetral

·

Cerrado por bolsas de aire

·

Cerrado por presión neumática (30-50 TN)

·

Cerrado por presión hidraúlica (>100 TN)

El método de alineamiento más común, es utilizar salientes de guiado que hacen que las dos partes permanezcan sin moverse. En la elección del sistema de cerrado hay que considerar los siguientes aspectos: ·

Área superficial de la pieza

·


·

Tiempo de duración del ciclo

·

Requerimientos superficiales (apariencia)

·

Consideraciones sobre la uniformidad del espesor

4.14 RTM

941

Tabla 4.14.11 Comparación entre cerrado perimetral y cerrado por presión neumática Cerrado perimetral

Cerrado por presión neumática

Barato

Más caro

Tiempo de aplicación largo

Mayor presión de inyección

Posible deflexión del molde

Menor deflexión de la superficie del molde

Posible deterioro del molde

La estructura de cerrado es independiente

Presión uniforme en la preforma

4.14.3.2 Materiales para moldes Los materiales más comunes para moldes son: acero, moldes electro-niquelados, aluminio, laminados, y materiales moldeados en masa. Los criterios más importantes para la elección del material del molde son: el coste, la partes que lo componen, conductividad térmica (CT), coeficiente de expansión térmica (CET), durabilidad, calidad superficial y tolerancia a la temperatura. En la siguiente tabla se compara cada material en relación a cada factor, “10” es lo más alto.

Tabla 4.14.12 Comparación de los materiales para moldes

Material

Coste

Partes/

CT

CET

Durabilidad

molde

Calidad superficial

Temp.

Corte y coloc.

10

10

5

4

10

10

10

Proy.directa

9

7

5

3

7

10

9

Estampado

8

5-8

10

9

6

8

8

Braiding

5

2-4

3

5-10

4-5

6

4

Tec. textiles

4

1-3

2

4-8

3

5

3

En la industria, el objetivo prioritario es el económico. Por ello, en la selección del molde, el coste debe estar equilibrado con la durabilidad. Estos dos factores están afectados por el tiempo que dura el ciclo, número de piezas al año, y el propio material del molde. La siguiente gráfica muestra la durabilidad en función del coste del molde, y se aprecia como la durabilidad es inversa al coste.

942


Figura 4.14.51 Durabilidad en función del coste de un molde Los factores más importantes a la hora de seleccionar un material para el molde son las propiedades térmicas del material: conductividad térmica y expansión térmica. · Conductividad térmica: Es importante porque controla los ratios de calentamiento y enfriamiento del molde. Esta propiedad determina cómo de deprisa se puede llevar la resina hasta la temperatura de curado, y cómo de deprisa el calor generado por la reacción exotérmica de curado de la resina puede ser evacuado del molde. · Expansión térmica: esta propiedad es importante porque determina la dilatación y las dimensiones finales de la pieza. La tabla siguiente resume los coeficientes de expansión térmica y de conductividad térmica de los materiales más comunes para moldes.

Tabla 4.14.13 Propiedades térmicas de los materiales para moldes

Vidrio/ epoxi

Acero

Aluminio

Níquel

Conductividad térmica,w/cm2 ºC

0.001680.00448

0.4732

1.21442.1776

0.5863

Expansión Térmica, mm/mm º K

11·10-635·10-6

12·10-6

25,5·10-6

13,7·10-6

4.14.4 Selección de resinas En RTM los factores determinantes del precio final de la pieza es su calidad y su procesado. Los dos factores están relacionados con la selección de la resina.

4.14 RTM

943

Factores de comportamiento de la pieza relacionados con la selección de la resina: ·

Módulo

·

Resistencia

·

Coeficiente de expansión térmica

·

Temperatura de uso de la pieza

Factores de procesado de la pieza relacionados con la selección de la resina: · Interacción entre tiempo - temperatura - viscosidad: La resina debe fluir e impregnar la preforma completa. La viscosidad decrece a medida que la temperatura aumenta, pero a costa de una velocidad de curado mayor. Cuando el grado de curado aumenta, la resina se acerca a su punto de gelificación y la viscosidad disminuye. La viscosidad de inyección debe estar por debajo de unos 1000 cps, aunque es preferible una viscosidad mucho menor. ·

Ciclo de curado (¿Podría adaptarse al uso requerido?)

·

Post curado (¿Es necesario?, ¿cuánto tiempo y a qué temperatura?)

· El “pot life de la resina”, es decir el tiempo que la resina puede estar dentro del sistema de inyección. Un sistema de resina ideal para RTM debería tener las siguientes propiedades: · Viscosidad menor a 200 cps. Cuanto menor sea la viscosidad, más fácil es impregnar la preforma. Si la viscosidad es demasiado baja (de 5 a 50 cps), la resina podría salirse del molde sin impregnar toda la preforma. ·

“Pot life” mayor de 8 horas a la temperatura de inyección

·

Temperatura de curado menor de 175ºC.

· Tiempo de curado menor de 1 minuto, esto es lo que se considera ideal para aplicaciones automovilísticas, tiempos de curado más largos son tolerados para otras aplicaciones. ·

Evitar el post – curado en lo posible.

·

Bajos niveles de volátiles y productos desprendidos en la reacción de curado.

Las características de un sistema particular de resina pueden variarse en cierto grado modificando variables como el nivel catalítico y la temperatura. Existe gran variedad de resinas disponibles para RTM: Poliéster, viniléster, fenólica, uretano, epoxis, bismaleimida, termoplásticas.

4.14.4.1 Viscosidad La viscosidad es la medida de la resistencia que opone un fluido a deformarse. En el caso de cortante simple como el mostrado en la figura, la viscosidad se define como la relación entre la tensión cortante y la deformación de cortadura en el fluido.

944


Figura 4.14.52 Definición de viscosidad Uno de los métodos para medir la viscosidad es el viscosímetro Couette mostrado a continuación:

Figura 4.14.53 Viscosímetro Couette o de cilindros concéntricos El viscosímetro Couette consiste en un contenedor cilíndrico que contiene un cilindro coaxial a él con posibilidad de rotación. El espacio entre los dos cilindros se llena con el líquido del que queremos conocer la viscosidad. El par requerido para hacer girar el cilindro interior T es proporcional a la viscosidad η, a la velocidad angular W del cilindro interior, y es inversamente proporcional al espesor de fluido h. En general, la viscosidad óptima para aplicaciones RTM es entre 200 y 1.000 cps. De todos modos, los fabricantes de resinas las suministran con viscosidades desde 10 a 500 cps. Para controlar la viscosidad de una resina en concreto se utilizan variaciones de temperatura. Si la viscosidad de la resina es muy alta, no llega a impregnar las hebras de fibra y si es demasiado baja, simplemente busca el camino de menor resistencia, dejando gran cantidad de huecos sin impregnar.

4.14 RTM

945

En la selección de resinas se deben considerar los siguientes aspectos: ·

La permeabilidad del refuerzo elegido

·

El porcentaje en volumen de fibra

·

El equipo de inyección a usar (presión, caudal)

4.14.4.2 Nivel de catálisis Aumentando la concentración de catalizador en la resina se puede aumentar la velocidad de curado, pero es necesario usar DSC (Diferential Scaning Calorimetry) para comprobar que la exotermicidad de la reacción es suave y no se inducen tensiones residuales por el aceleramiento de la reacción de curado. A continuación se muestra un resultado de Dow Chemical sobre el efecto del nivel catalítico en el curado de la resina de viniléster.

Figura 4.14.54 Efecto del nivel catalítico en la viscosidad

4.14.4.3 Temperatura La viscosidad es muy sensible a la temperatura. La siguiente figura muestra un estudio de Dow Chemical sobre el efecto de la temperatura en la viscosidad en el curado de una resina de viniléster.

Figura 4.14.55 Efecto de la temperatura en la viscosidad Como se aprecia en la figura, la resina cura mucho más deprisa para temperaturas altas.

946


4.14.5 Inyección El proceso de inyección debe proporcionar un equilibrio entre el deseado tiempo pequeño por ciclo evitando el movimiento inducido a las fibras, impregnando completamente a la fibra y eliminando el aire. Todos estos complejos aspectos pueden ser tratados mediante simulaciones de llenado por elementos finitos, que predicen el número y localización de orificios, la presión de inyección y el tiempo de llenado.

4.14.5.1 Equipamiento para inyección El tipo de sistema de inyectado depende de la resina elegida. Un equipo de inyección ideal debería tener las siguientes propiedades: · Preciso control de mezclas, desde 1:1 a 1:150. Para algunos sistemas de resina rápidos, dos materiales reactantes deben ser mezclados de manera precisa justo antes de la inyección. ·

Control de temperatura en todas las partes del sistema: Depósitos, mangueras, tuberías y bombas.

·

Capacidad para vacío y ajuste sencillo de la presión

·

Caudal ajustable

·

Desplazamiento positivo, evitar el retroflujo

·

Circulación eficiente, para prevenir el curado o degradación de las resina en el depósito

·

Mezcla eficiente

·

Limpieza, purgado y mantenimiento fácil y seguro

A continuación se presenta unos esquemas del proceso de inyección. Algunas resinas como viniléster o poliéster pueden mezclarse con el catalizador en el depósito porque el curado del sistema es inducido con calor. Otros sistemas son altamente reactivos y deben mantenerse por separado (uretanos, epoxis). Realmente las reacciones muy rápidas requieren un mezclador SRIM (Structural Reaction Injection Molding) mejor que un mezclador estático mostrado a continuación. También pueden utilizarse dispositivos basados en depósitos de presión.

Figura 4.14.56 Esquema del proceso de inyección

4.14 RTM

947

Figura 4.14.57 Esquema del mezclador estático

Figura 4.14.58 Esquema de funcionamiento de un sistema de dos componentes

Figura 4.14.59 Equipo real para la inyección de RTM

948


4.14.5.2 Llenado del molde con preforma 4.14.5.2.1 Resistencias al flujo En una preforma de tejido, el flujo de resina encuentra dos escalas de resistencias: · Resistencia en las hebras de fibra, que llamaremos “gargantas”. · Resistencia entre las filas de hebras, llamado “confluencias”.

Figura 4.14.60 Resistencias al flujo en la preforma La resistencia en las filas de hebras es la resistencia dominante. Cada fila de hebras contiene hasta 3.000 fibras que están densamente empaquetadas, así que la resistencia al flujo es mucho mayor que el que hacen las “confluencias”.

4.14.5.2.2 El problema del llenado del molde El típico molde para RTM tiene numerosas curvas y esquinas, haciendo el llenado del molde una tarea potencialmente complicada. El diseñador de moldes debe decidir dónde colocar los puntos de inyección y ventilación, donde aplicar vacío, etc. Si el molde es una placa plana, el llenado es fácil y las cuestiones anteriores están claras. En cambio, cuando el molde se hace más complicado, las decisiones anteriores son mucho menos claras e intuitivas. · Para una presión de inyección dada, el tiempo de llenado depende de la localización del punto de inyección. · La presión de inyección para llenar un molde depende también de la localización del punto de inyección. · El llenado no uniforme puede surgir a raíz de variaciones de temperatura, y de variaciones en el curado por el molde durante la operación de llenado.

4.14 RTM

949

El problema de llenado de moldes viene agravado por el hecho de que los diseñadores de moldes muchas veces provienen de la industria metalúrgica, no están habituados a flujos anisótropos y a veces sus intuiciones son equivocadas. Por ejemplo:

Figura 4.14.61 Cuerpo del helicóptero RAH 66 Comanche

Figura 4.14.62 Localización de la estructura de RTM en el interior del helicóptero

En el helicóptero RAH-66 Comanche de la armada de EEUU, el cuerpo está constituido por una viga de 12m de longitud como la mostrada en las figuras anteriores. Esta pieza sustituye el sistema convencional que estaba compuesto de 400 partes móviles. Se decidió que la estructura se construiría por RTM. Los intentos iniciales fueron un fracaso, debido a la alta complejidad de la pieza: esquinas, bordes, rigidizadores, agujeros, etc. Se decidió una estructura compuesta de varias piezas como la de la figura, que tiene 1m de longitud, aunque sigue siendo bastante complicada.

950


Figura 4.14.63 Pieza de la estructura Fueron necesarios 14 intentos para producir una pieza aceptable. Los dos agujeros que se ven en el fondo se hicieron después de darse cuenta de que en esa zona existía fibra no impregnada. Esto se podría haber evitado realizando una modelización por elementos finitos del llenado del molde, que es mucho más barato que el “prueba y error”. En las siguientes figuras se muestra una pieza de una geometría mucho más simple, una placa, con diferentes calidades después del llenado del molde.

Figura 4.14.64 Placa buena

Figura 4.14.65 Placa defectuosa, punto seco

4.14 RTM

951

Figura 4.14.66 Placa defectuosa, impregnación incompleta (1)

Figura 4.14.67 Placa defectuosa, impregnación incompleta (2)

4.14.5.2.3 Permeabilidad La permeabilidad es una característica clave en la selección de la arquitectura de la preforma, en el diseño del molde y de su llenado durante la inyección. A continuación se muestran los aspectos clave relacionados con la permeabilidad y los métodos para determinarla. ·

Las preformas consisten en fibras sólidas rodeadas de espacios abiertos.

·

Los espacios abiertos “se conectan” permitiendo el paso del fluido por ellos.

·

La porosidad es la fracción de volumen que está abierta.

·

Una viscosidad alta requiere de mayor presión para hacer pasar el fluido a través de los poros.

· Los tejidos cerrados presentan menos porosidad que los abiertos, pero por el contrario presentan mayor rigidez y resistencia. · La permeabilidad K (m2), mide el efecto de la preforma sobre el flujo. Cuanto mayor es K, más fácil es impregnar la preforma. ·

La permeabilidad no varía al cambiar el fluido, es independiente de la viscosidad.

· Para un medio poroso y rígido, la permeabilidad es independiente del caudal de resina Q, y de la presión de inyección P0.

952


4.14.5.2.3.1 “Racetracking” Racetracking es el efecto observado cuando un fluido circula por una región de alta permeabilidad de una preforma a una velocidad superior que “el grueso” de fluido. Esto se ve claramente en la siguiente figura:

Figura 4.14.68 Efecto “racetracking” En la figura siguiente se muestra un molde utilizado para estudiar el flujo en una geometría no plana. El molde consiste en un cubo de 6 caras con una tapa de plexiglas para poder ver la evolución de la impregnación de la preforma. La inyección se puede realizar desde varios puntos, incluyendo la parte de abajo y la de arriba del cubo. Se estudió el flujo en la parte de abajo, especialmente cerca de las esquinas, que son un buen ejemplo de donde existe incertidumbre sobre el flujo.

Figura 4.14.69 Efecto “racetracking” en los bordes del molde Estos experimentos revelaban la existencia de racetracking a lo largo de los bordes. La figura anterior muestra el molde después de que la resina haya sido inyectada desde atrás. Se puede apreciar como la resina avanza por las aristas del molde, aunque la preforma esté cuidadosamente encajada en el molde para cubrir todas las superficies, racetracking ocurre. El objetivo de estos experimentos no es prevenir el racetracking, sino predecir cuando ocurre y aplicar este conocimiento para beneficiarse de él. Este conocimiento puede utilizarse en el diseño del molde para decidir la localización de los puntos de inyección.

4.14 RTM

953

Algunos hechos relativos al “racetracking”: · El “racetracking” está causado por la presencia de áreas de alta permeabilidad cerca de los bordes de las preformas. Estas áreas de alta permeabilidad están causadas por el desenredamiento de las hebras durante el proceso de corte de las preformas. · Un emplazamiento defectuoso de la preforma en el molde también puede provocar canales de alta permeabilidad entre los bordes de la preforma y las paredes del molde. ·

El “racetracking” también puede crear macro poros.

4.14.5.2.3.2 Flujo unidimensional Para medir la permeabilidad de una preforma, puede realizarse un ensayo unidimensional como el mostrado en la siguiente figura. El fluido es inyectado en un borde del molde rectangular de forma que el flujo evolucione de manera lineal (los efectos de “racetracking” son inhibidos utilizando anillos circulares o selladores). Asumiendo flujo unidireccional, podemos medir la resistencia que opone la preforma al flujo midiendo la caída de presión y el caudal. Este experimento puede repetirse para varios porcentajes en volumen de fibra. Teniendo en cuenta que para altos porcentajes de fibra, la preforma debe estar cuidadosamente encajada en el molde, ya que las posibilidades de deformación en el molde aumentan, y esto introduciría error en los resultados.

Figura 4.14.70 Ensayo unidimensional para medir la permeabilidad de la preforma

Cuando este experimento unidireccional se realiza para un mat aleatorio, los resultados revelan que la permeabilidad del mat es constante a lo largo de su longitud. El ensayo fue realizado manteniendo el caudal de fluido constante. En la siguiente gráfica se muestra la caída de presión en función de la distancia propagada. La relación lineal implica que la resistencia al flujo y por tanto la permeabilidad es constante a lo largo de la longitud de la preforma.

954


Figura 4.14.71 Resultado del ensayo unidimensional para un mat 4.14.5.2.3.3 Flujo radial Las mediciones de flujo radial también puede usarse para medir la permeabilidad. En este caso el fluido es inyectado en el centro de la preforma. El frente del flujo tiene forma circular en una preforma de mat (que tiene resistencia isotrópica). En cambio en los tejidos (con resistencia anisótropa), el frente de flujo adopta forma elíptica como puede verse en la siguiente figura.

Figura 4.14.72 Flujo radial De la misma forma al flujo unidireccional puede medirse la permeabilidad midiendo el caudal y la presión. El utilizar el flujo radial en lugar del unidireccional para medir la permeabilidad tiene algunas ventajas: ·

Se puede medir la permeabilidad en los ejes x e y en un solo experimento.

·

No se produce racetracking porque el flujo no toca las paredes del molde.

4.14 RTM

955

La desventaja es que se pueden producir efectos de saturación, especialmente al comienzo del flujo. En un mat aleatorio, el flujo se propaga en forma de círculo debido a que la permeabilidad es constante en todas las partes del mat. La siguiente figura muestra un ejemplo de la progresión del frente de flujo.

Figura 4.14.73 Flujo radial para un mat En preformas tridimensionales con propiedades anisótropas de permeabilidad, el frente de flujo se propaga de manera elíptica, ya que la permeabilidad es distinta en x que en y. La caída de presión es función de la distancia como se aprecia en la siguiente gráfica para un mat con caudal constante.

Figura 4.14.74 Presión en función de la distancia recorrida con caudal constante para un mat

956


4.14.5.2.3.4 Ejemplo real de flujo radial En las siguientes fotografías se puede apreciar el proceso de llenado de un molde con flujo radial: Depósito a presión: El tanque a presión es llenado con una resina de baja viscosidad. La tapa se aprieta, y se conecta a una línea de aire a presión. Un tubo que sale de la parte inferior del depósito se conecta al centro del molde por la parte inferior.

Figura 4.14.75 Depósito presurizado y molde · Preparación: la parte inferior del molde está construida en aluminio y la superior de un plástico transparente de 10 cm de grosor. El punto de inyección está situado en la parte inferior del molde. En la figura se puede ver la junta de sellado y los centradores.

Figura 4.14.76 Preparación. · Comienzo: A medida que la presión de inyección aumenta, la resina es forzada a entrar en el molde. En la imagen aparece como una mancha en el centro del molde.

4.14 RTM

957

Figura 4.14.77 Comienzo de la inyección · Flujo anisótropo: Flujo desigual de resina dependiendo de la dirección radial

Figura 4.14.78 Flujo anisótropo · Crecimiento: Para esta demostración se ha colocado un trozo de 12 x 12 cm entre las 3 capas de tejido cuadrado que componen la preforma. Se produce un flujo desigual debido a al trozo adicional de tejido. La resina todavía no ha alcanzado el lado derecho del molde debido a la menor permeabilidad de esa zona.

Figura 4.14.79 Crecimiento

958


·“Racetracking”:Cuando el frente de flujo alcanza el perímetro del molde, la resina tiende a circular por el perímetro y comienza a rodear las zonas de fibra sin impregnar.

Figura 4.14.80 Racetracking ·Agujeros de ventilación: Están situados rodeando los bordes de la parte de aluminio del molde. A medida que el molde se llena, la resina va alcanzando cada uno de estos agujeros progresivamente. 4.14.5.2.3.5 Medida de la permeabilidad La permeabilidad se puede medir construyendo la gráfica caudal – caída de presión para flujo unidimensional y midiendo la pendiente en un tramo lineal de dicha gráfica. Entonces la permeabilidad es:

K

ηL ·(pendiente) A

(Ec 4.14.1)

Figura 4.14.81 Medida de la permeabilidad El ensayo debe realizarse con sumo cuidado para obtener resultados fiables: · Debe tenerse mucho cuidado al cortar la fibra y al colocarla dentro del molde para asegurarse que el flujo se va a producir sólo por el interior de la preforma y no alrededor de ella. ·

No se debe inyectar con demasiada presión que podría deformar la fibra.

4.14 RTM

959

·

Deben tomarse varios valores de caida de presión a lo largo de la preforma.

·

Sólo debe tenerse en cuenta la porción lineal de la curva para calcular la permeabilidad.

4.14.5.2.4 Modelado del flujo 4.14.5.2.4.1 Ley de Darcy El Flujo a través de una preforma fibrosa está gobernado por la ley empírica llamada ley de Darcy. El experimento original de Darcy consistió en medir la caída de presión y el caudal de agua fluyendo a través de una columna de arena. A partir de esos datos Darcy calculó la resistencia de la arena. La relación que encontró entre el caudal, la caída de presión y la resistencia se llama Ley de Darcy. La ley de Darcy funciona bastante bien en el procesado de composites. Aunque la permeabilidad varíe algo a lo largo de las preformas, en general, la ley de Darcy proporciona muy buena aproximación del comportamiento del flujo a escala macroscópica. Es especialmente buena para mats aleatorios. A continuación se presentan las ecuaciones principales de la ley de Darcy.

Figura 4.14.82 Variables de la ley de Darcy Si: K: Permeabilidad de la preforma A: Área transversal por la que pasa el fluido ∇P: Caída de presión η: Viscosidad del fluido. L: Longitud de la preforma φ: Porosidad

960


El Caudal de Darcy es:

Q=−

KA ∇P η

(Ec. 4.14.2)

Ejemplo numérico:

Figura 4.14.83 Ejemplo numérico de la ley de Darcy Conociendo la permeabilidad K, la longitud L, y el área de la sección A, se puede predecir el caudal. La presión aplicada es de 0.2 Mpa bajo presión ambiental. Para una resina de viscosidad 50 mPa/s, el caudal es 2·10-6 m3/s. Según la Ley de Darcy, el caudal de un fluido viscoso a través de una preforma es proporcional al área transversal de la sección y a la diferencia de presiones entre los puntos extremos en la longitud de la preforma. Escrito en forma vectorial:

Ub =

Q K = − ∇P A η

(Ec. 4.14.3)

La velocida superficial Ub es la velocidad promediada en la sección transversal de la preforma. Para el caso de flujo unidimensional, Ub es exactamente el caudal dividido por el área transversal de la preforma. La velocidad del frente de flujo, Uf se relaciona con la velocidad superficial Ub y la porosidad φ de la siguiente manera:

Uf =

Ub φ

(Ec. 4.14.4)

4.14 RTM

961

El tiempo de llenado es:

t fill =

Longitud Pr eforma L = Velocidad del frente deflujo U f

(Ec. 4.14.5)

La ley de Darcy tiene en cuenta dos factores distintos: la facilidad para el flujo que es una propiedad de la preforma, y la resistencia que opone al flujo el fluido por si mismo. La permeabilidad K es la medida de la facilidad que tiene la preforma para ser atravesada por un flujo. K es independiente del fluido, y si el medio poroso no se deforma durante el proceso de inyección, K no varía con el caudal Q o con la presión de inyección P0. La viscosidad η es la resistencia que opone el fluido por si mismo a fluir por la preforma. Si la preforma no es isótropa, la permeabilidad es un tensor, y la velocidad sería un vector. Para un caso isótropo como un mat aleatorio, la permeabilidad es un escalar. Definición unidimensional de la permeabilidad: K=

Qη L AP

(Ec. 4.14.6)

Un valor preciso de la permeabilidad es vital para realizar una buena simulación del llenado. El error no suele ser muy alto para la predicción de la localización del frente de flujo aunque el valor para la permeabilidad no sea muy exacto. Pero es necesario tener un valor exacto de la permeabilidad para predecir de manera razonable la caída de presión, ya que el error que cometamos en la predicción de la permeabilidad es exactamente el error que tendremos en el cálculo de la pérdida de presión. Una vez calculada la permeabilidad, la ley de Darcy puede utilizarse para modelizar cualquier tipo de flujo, tanto isótropo como anisótropo. La velocidad depende del gradiente de presiones. Combinando la ecuación de Darcy con la ecuación de continuidad (balance de masa) obtenemos como resultado la ecuación constitutiva para la pérdida de presión. Las simulaciones del llenado del molde están basadas en esta ecuación. La viscosidad es función de la caida de presión, la temperatura, y/o el curado. El sistema resultante de ecuaciones no lineales puede resolverse de manera iterativa: ∂ ⎛ K xx ∂P ⎞ ∂ ⎛ K xy ∂P ⎞ ∂ ⎛ K yx ∂P ⎞ ∂ ⎛ K yy∂P ⎞ ⎜ ⎟=0 ⎜ ⎟+ ⎜ ⎟+ ⎜ ⎟+ ∂X ⎜⎝ η∂x ⎟⎠ ∂x ⎜⎝ η∂y ⎟⎠ ∂y ⎜⎝ η∂x ⎟⎠ ∂y ⎜⎝ η∂y ⎟⎠

Las condiciones de contorno típicas son: P = Pinyección en los puntos de inyección P = Pvent en el frente de flujo U = 0 en la pared del molde

(Ec. 4.14.7)

962


· La primera condición de contorno es la presión de inyección, el caudal de inyección o una combinación de los dos. · La segunda condición de contorno consiste en que la presión en el frente de flujo es igual a la presión de ventilación, o si el frente de flujo no está expuesto a la ventilación, la presión puede crecer con el tiempo (si se ha creado un hueco). · La tercera condición de contorno es que en el borde del molde la velocidad de flujo es cero (no hay flujo a través del molde). Las ecuaciones anteriores han sido escritas sólo en dos dimensiones. La permeabilidad en el espesor es un promedio. Muchas de las preformas de RTM son muy finas en comparación con la longitud y la anchura, así que se puede realizar una simulación bidimensional en el espacio tridimensional utilizando una permeabilidad promediada en el espesor. 4.14.5.2.4.2 Flujo macroscópico A escala macroscópica la ley de Darcy es una buena aproximación para el flujo en el interior de preformas. Puede ser usada para desarrollar modelos matemáticos de simulación, estos modelos se pueden programar para crear un programa de simulación de flujos. Flujo radial La simulación se realizó para un flujo radial bidimensional. En la figura se muestra el volumen inyectado frente a la permeabilidad medida en cada punto. La correlación entre los valores medidos y la simulación es bastante buena. El resultado por sí mismo es interesante: al comienzo del experimento, la permeabilidad es baja, pero alcanza un valor saturado estable con el tiempo. Los efectos de la saturación son mínimos cuando el caudal es alto, pero cuando el caudal es pequeño el tiempo requerido para alcanzar la saturación es considerable. En el ensayo mostrado en la figura el caudal era muy bajo.

Figura 4.14.84 Permeabilidad frente al volumen de resina inyectado en flujo radial

4.14 RTM

963

“Racetracking” La simulación por ordenador puede tener en cuenta el “racetracking” dando mayor permeabilidad a partes de la preforma que al grueso de la misma, aunque es difícil determinar el valor correcto. Para medir este valor de forma experimental, se construyó una cámara especial (ver la siguiente figura). Se dejó un pequeño espacio al lado de la preforma para facilitar “racetracking” a lo largo de ese lado. La anchura de ese espacio se varió desde 1 a 7mm.

Figura 4.14.85 Cámara para medir la permeabilidad de la zona afectada de “racetracking” El procedimiento fue semiempírico: El perfil del fluido se grabó con una video cámara, entonces en la simulación se introduce un valor de permeabilidad en el borde y se compara el perfil de flujo de la simulación con el real. Cuando se produce buena correlación, se puede decir que el valor de la permeabilidad para ese espacio es conocido. El objetivo a largo plazo es desarrollar un modelo predictivo de la permeabilidad del borde. En la siguiente figura se muestra un ejemplo del procedimiento.

Figura 4.14.86 Resultado experimental y de la simulación En la figura anterior se aprecia como al dejar el hueco en la parte derecha del molde, el fluido tiende a circular por él, aunque también se produce flujo transversal: el fluido circula desde el hueco lateral hacia el centro de la preforma. El perfil generado por el programa de simulación es muy similar al real, por tanto la permeabilidad utilizada para el modelo es la apropiada.

964


Huecos La mayor utilidad de los programas de simulación es su capacidad para predecir macro-huecos que pueden ocurrir cuando se llena un molde. Por supuesto, este tipo de simulación no predice la localización de micro-huecos en las hebras de fibra. La siguiente figura corresponde a la simulación del llenado de la parte inferior de una caja, la cual es lo último en llenarse dado que se inyecta desde la parte superior. En la simulación fue obviada la anisotropía de la preforma, de hecho las únicas variaciones de la permeabilidad consideradas fueron permitir a los bordes de la preforma tener una permeabilidad un poco mayor. Justamente como se predijo, se produjeron huecos en la parte de abajo cuando se llenó el molde. En la figura vemos el resultado de la simulación. Los colores representan la localización del frente de flujo a lo largo del tiempo: lo más oscuro es lo que se llena primero, y lo claro lo último.

Figura 4.14.87 Resultado de la simulación del llenado de la parte inferior de una caja La próxima figura corresponde a una viga del chasis de una furgoneta de Ford. Consiste en dos partes envolviendo un núcleo de espuma. La simulación puede predecir donde puede quedar aire atrapado si la inyección se realizara desde el lado contrario al usual. Las manchas oscuras son los huecos predecidos. De este modo a partir de la simulación podemos decidir dónde colocar los agujeros de ventilación en el molde.

Figura 4.14. 88 Resultado de la simulación del llenado de la estructura de una furgoneta Otro ejemplo de la utilidad de la simulación es su capacidad para predecir qué ocurrirá cuando llenamos un molde con un área de baja permeabilidad. La simulación predice que se generará un hueco cuando el llenado tiene lugar desde el lateral del molde porque la presión no es suficiente. Una manera simple de evitar estos huecos es localizar el punto de inyección en el centro de la zona de baja permeabilidad.

Figura 4.14.89 Resultado de la simulación del llenado con el punto de inyección en el lateral del molde

4.14 RTM

965

4.14.5.2.4.3 Flujo microscópico Existen dos escalas de resistencias al flujo a través de preformas: la resistencia entre las hebras, y la resistencia dentro de las hebras de fibra. Aunque una pieza parezca completamente llena, pueden existir micro-huecos si la resina no ha impregnado completamente las hebras. Las piezas con alto porcentaje en volumen de fibra son más propensas a sufrir este problema. La figura siguiente muestra las hebras como círculos, el fluido puede pasar a través de ellas sin llegar a impregnarlas completamente.

Figura 4.14.90 Flujo por las hebras Los micro-huecos son formados debido a que la resina fluye rodeando las hebras antes de que pueda penetrar dentro de ellas atrapando aire en su interior. El esquema mostrado a continuación explica el proceso de formación de micro-huecos: Primero el fluido llega hasta la hebra que contiene multitud de fibras, el fluido comienza a rodearla dejando al final un hueco en su interior. De todos modos, el fluido continua impregnando la hebra después de que el frente de flujo ha pasado. Pero si el aire no ha sido evacuado al comienzo del proceso de llenado, se pueden producir micro-huecos en el centro de las hebras. Siempre que el fluido rodea zonas de baja permeabilidad se originan huecos.

Figura 4.14.91 Formación de micro huecos

966


La formación de micro-huecos también afecta a la caída de presión. En la gráfica siguiente se muestra la presión en función del frente de flujo para un flujo unidimensional a través de una preforma.

Figura 4.14.92 Evolución de la presión en función del avance del frente de flujo En un mat aleatorio, la permeabilidad es constante a lo largo de su longitud, así que la curva presiónfrente de flujo es una línea recta. En cambio para las filas de hebras, la evolución es no-lineal. La curva tiene cierta pendiente al principio, pero la pendiente cambia hasta el final. El resultado aparente es que la permeabilidad varía a lo largo de la preforma. La razón de este cambio aparente es que el fluido encuentra cierto nivel de resistencia cuando comienza a pasar por las hebras, después cuando el fluido empieza a impregnarlas, la resistencia sentida por el fluido disminuye. En la figura siguiente se aprecia qué es lo que está ocurriendo para obtener esa evolución no-lineal.

4.14 RTM

967

Figura 4.14.93 Permeabilidad efectiva según zonas La inyección tiene lugar en la parte izquierda del diagrama. La región 1 contiene hebras que se están comenzando a impregnar. La región 2 contiene hebras que están prácticamente impregnadas, y en la región 3 están las hebras completamente impregnadas. Un modelo de permeabilidad en dos pasos podría tener en cuenta los diversos grados de impregnación de las hebras por la resina. Donde las fibras están completamente impregnadas, en la región 3, la permeabilidad es mayor que en las zonas sin impregnación completa. El flujo en la región insaturada se considera como flujo alrededor de cilindros sólidos. La permeabilidad se supone que varía linealmente en la región parcialmente saturada (región 2). K1 es la permeabilidad en la región 1 (insaturada) mientras que K3 es la permeabilidad en la región 3 (saturada). Dos longitudes características están definidas en el modelo: L1 se define como la longitud de la región insaturada, y L2 es la longitud de la región anterior y la parcialmente saturada. Estos cuatro parámetros (K1, K2, L1, L2) pueden ser usados para ajustar la curva de caída de presión, pero además tienen significado físico. Las dos permeabilidades pueden medirse de manera independiente una de otra. K1 puede calcularse como un flujo alrededor de cilindros sólidos donde las dimensiones de los cilindros es el radio de la hebra. La permeabilidad saturada, K3, puede determinarse permitiendo al fluido pasar por la preforma un tiempo midiendo la caída de presión. L1 y L2 pueden medirse directamente o pueden medirse mediante sensores para determinar la localización del frente de flujo. El modelo funciona bastante bien comparado con los datos experimentales. La gráfica siguiente muestra la curva experimental de caída de presión para un tejido plano y la curva obtenida al aplicar el modelo con los cuatro parámetros (K1, K2, L1, L2).

968


Figura 4.14.94 Comparación entre al modelo de cuatro parámetos y el ensayo L1 y L2 se encontraron independientemente del experimento. La curva resalta la importancia de los efectos de insaturación en los tejidos planos. Como se ve en la gráfica L2 ocupa el molde entero. Aunque el frente de flujo alcance el final del molde, las hebras de todo el molde están parcialmente insaturadas. Si el molde fuera más largo, el nivel de saturación podría se mayor. Claramente, cuando la longitud de L2 es comparable al tamaño del molde es cuando más importantes son los efectos de insaturación. Para un flujo en un mat aleatorio, L2 es prácticamente cero, así los efectos de insaturación y los fenómenos físicos descritos anteriormente no son importantes para mats aleatorios. ¿Qué tipo de explicación se le puede dar a la física del flujo en las hebras de fibra a nivel microscópico?. El fenómeno puede explicarse por medio del “efecto pozo”. La idea es que las hebras de fibras actúan como “pozos” de flujo. El concepto está basado en la dualidad de longitudes que existen en este tipo de medios porosos. Las fibras en las hebras individuales están separadas mucha menos distancia que las hebras entre sí. Como consecuencia, el flujo es mucho más fácil entre las hebras que por dentro de las mismas. Esto hace que la resina continúe impregnando las hebras incluso después de que el frente de flujo haya pasado por allí. Esto implica que algo del fluido que es inyectado se va dentro de las hebras en lugar de avanzar. Como resultado la evolución de la presión está afectada por la cantidad de resina que fluye por dentro de las hebras comparada con la que lo hace por fuera.

4.14 RTM

969

El concepto de la resistencia “pozo” puede expresarse matemáticamente y combinado con las ecuaciones de la ley de Darcy, se puede formar un sistema de ecuaciones que puede resolverse simultáneamente para la resistencia “pozo” y para la presión. O sea que las ecuaciones pueden usarse para modelar los frentes de flujo macroscópico y microscópico simultáneamente. 4.14.5.2.4.4 Fujo transversal Muchas de las piezas fabricadas por RTM son finas comparadas con su longitud y anchura, en ese caso las variaciones del flujo a lo largo del espesor se pueden despreciar, y las piezas se pueden modelizar como bidimensionales. La permeabilidad en el espesor para preformas multicapa puede obtenerse promediando. El método es el siguiente: suponiendo varias capas con permeabilidades Kij1, Kij2, Kij3 ...hasta Kijn, con un espesor cada una de ellas hi, espesor total de H, la permeabilidad promedio puede calcularse como:

K=

1 n m m ∑ h Kij H m=1

(Ec. 4.14.8)

Este esquema promedio está basado en la asumpción de que el flujo es uniforme a través de la preforma. En realidad existen variaciones de permeabilidad a través del espesor de la preforma, inducido por “racetracking” y por otros, así que el esquema promediado no es perfectamente exacto. En la figura a continuación vemos el perfil de fluido haciendo la suposición del promedio. Si por ejemplo, la primera capa de la preforma tiene mayor permeabilidad que la última, el fluido circulará más rápido por la primera (ver “actual flow” en la figura de debajo). Como se puede producir flujo transversal entre las capas, algo del fluido de la capa más rápida puede circular hacia la otra, y de este modo llegar a un estado de equilibrio diferencial. Basándose en este estado de equilibrio diferencial, el flujo puede modelizarse como dos flujos uniformes. La permeabilidad promediada también está basada en estas suposiciones.

Figura 4.14.95 Perfil de fluido en el espesor Un esquema promediado puede estudiar el frente de flujo en estado de equilibrio. Este esquema incluye la permeabilidad transversal entre dos capas (o más). La siguiente figura explica el modelo.

970


Figura 4.14.96 Modelo aproximado para el modelado del flujo Actualmente se encuentran en desarrollo métodos experimentales para medir la permeabilidad transversal entre capas: dos capas de la preforma se colocan en un molde unidireccional, y mientras se inyecta la resina una cámara graba el frente de flujo. El objetivo es grabar el estado de equilibrio diferencial entre las dos capas. A partir de esta diferencia entre las capas, los experimentos tratan de calcular la permeabilidad transversal. Otro objetivo adicional es determinar qué peso tiene la diferencia entre capas y la permeabilidad transversal en la propia permeabilidad de las capas individuales. Esto puede mejorar los modelos promedio. Mejor que un modelo promedio, la permeabilidad a lo largo del espesor puede medirse experimentalmente. El la siguiente figura se muestra un esquema del dispositivo. El molde está fabricado de plexiglas para poder ver el proceso de llenado y para comprobar que no se produzca “racetracking”. El fluido entra en el molde por la parte inferior y pasa hacia la preforma hasta la parte superior. Una de las cosas que más preocupan cuando se prepara este experimento es la compresión que sufren las fibras de la preforma al cerrar el molde. Se debe conocer exactamente el porcentaje en volumen de fibra después de la compresión, teniendo en cuenta que hay materiales que se comprimen más que otros y que la compresión puede se mayor en los bordes que en el centro. No obstante aunque existan problemas para controlar la compresión, los resultados de este experimento dan una desviación del 10-15%.

Figura 4.14.97 Dispositivo para medir la permeabilidad transversal

4.14 RTM

971

A continuación se muestran los valores de permeabilidad obtenidos con el experimento y con el método de promedios. Tabla 4.14.14 Permeabilidades obtenidas experimentalmente y con el método de los promedios

Test

Permeabililidad Medida (cm2)

Permeabilidad método promedio (cm2)

Diferencia (%)

1

2,16·10-6

2,46·10-7

12,8

2

9,49·10

-6

8,5·10-7

11

9,85·10

-6

-7

3

8,5·10

14,6

Los valores obtenidos con el método de los promedios concuerda con los valores medidos en un 15%. Por tanto como el método de los promedios es mucho más fácil que hacer el ensayo de permeabilidad transversal es el más comúnmente usado. Mejor todavía que utilizar el método de las permeabilidades promedio es utilizar simulaciones de llenado por ordenador en 3 dimensiones como las mostradas en las figuras. Con este método también es difícil obtener valores exactos, pero fácil con un error similar al del método de los promedios. Si se utiliza una simulación en 2D en combinación con una permeabilidad transversal promedio, el tiempo de cálculo se reduce drásticamente y el nivel de exactitud es prácticamente el mismo que con simulaciones en 3D.

Figura 4.14.98 Simulación 3D de llenado Una simulación en 3D con permeabilidad transversal explícita sería necesaria si necesitamos saber información sobre los micro-huecos. En cambio si lo que queremos saber es la relación entre la presión y el caudal, el esquema promedio da unos resultados razonablemente buenos. A continuación se muestran diversas simulaciones de llenado 3D de una biela de camión con diferente nivel de exactitud.

972


Figura 4.14.99 Simulación de llenado de biela de camión, caso 1



4.14 RTM

973


4.14.5.2.5 Flujo y deformación de la fibra Los efectos de la deformación de la preforma van a ser estudiados para dos casos simples: llenado radial de un preforma plana, y el llenado de un molde cónico. 4.14.5.2.5.1 Geometría radial En un mat aleatorio o en un tejido equilibrado, el flujo radial es en teoría circular. A continuación se ve una imagen de un frente de flujo circular a través de una preforma de tejido equilibrado sin deformar.

Figura 4.14.103 Flujo radial en una preforma de tejido equilibrado sin deformar Cuando un tejido es tensionado, se deforma. El siguiente esquema muestra qué ocurre cuando una tensión de cortadura se aplica a un tejido: las hebras verticales no se mueven, pero las horizontales se mueven algunos grados.

974


Figura 4.14.104 Deformación del tejido La deformación del tejido afecta a la permeabilidad en las dos direcciones x e y. El frente de flujo en un tejido deformado por cortadura es elíptico en lugar de circular. En la siguiente figura se ve como la elipse se forma con ángulo distinto al ángulo que han adoptado las fibras horizontales.

Figura 4.14.105 Frente de flujo en un tejido deformado A continuación se muestra una imagen real de la elipse. La regla está puesta en la dirección de propagación de la elipse (eje 2 en el dibujo anterior).

Figura 4.14.106 Imagen del llenado de un molde con una preforma de tejido deformado

4.14 RTM

975

Este experimento simple muestra claramente que si el tejido se deforma al ponerlo en el molde, la permeabilidad puede cambiar. Las permeabilidades medidas en experimentos separados pueden ser inexactas cuando la preforma se encuentra dentro del molde. 4.14.5.2.5.2 Geometría cónica La geometría cónica que tiene doble curvatura en el espacio, deforma el tejido y también lo tensiona por cortante. Al colocar la preforma en el molde también se modifica el porcentaje en volumen de fibra. Del mismo modo al caso anterior el cortante también modifica la permeabilidad. Estos cambios en el tejido pueden modificar la dirección del flujo y la magnitud de su resistencia. A continuación vemos una imagen del molde.

Figura 4.14.107 Molde cónico Se realizó una simulación para poder visualizar la deformación del tejido y estimar el nuevo porcentaje de fibra. El programa estima los cambios del porcentaje de fibra basándose en cambios en el área de tejido multiplicado por su espesor. Este no es un método exacto del todo, pero da una primera aproximación. Si la deformación es demasiado grande, el programa se da cuenta de que el tejido se puede arrugar y necesita cortarse. Cuando el cono se va llenando, el fluido sufre “racetracking” en forma de estrella. A continuación se ve una imagen de la simulación de llenado donde se puede apreciar.

Figura 4.14.108 Simulación de llenado del molde cónico

976


La predicción del frente de flujo hubiera sido circular si no se hubieran considerado cambios en la permeabilidad como resultado de la deformación.

4.14.5.2.6 Llenado no uniforme El llenado no uniforme del molde se puede producir por variaciones en el espacio de la viscosidad de la resina o de la permeabilidad. Las variaciones espaciales de la permeabilidad tienen su origen en factores de diseño, la técnica de fabricación de la preforma, o efectos de borde o pared una vez que la preforma está introducida en el molde. La viscosidad de la resina es fuertemente dependiente de la temperatura y del grado de curado. El calentamiento de las paredes del molde y la polimerización durante el llenado puede provocar fuertes variaciones espaciales y temporales de la viscosidad. Los componenentes en disolución también pueden modificar la viscosidad. ·

Variaciones de la viscosidad de la resina:

·

Al polimerizar, la viscosidad de la resina aumenta.

·

El tiempo de gel (ver apartado siguiente).

·

La formulación de la resina se puede variar para adaptarse a procesos en concreto.

La polimerización comienza cuando los componentes reactivos entran en contacto. En ese instante la viscosidad de la mezcla es una combinación de las viscosidades de sus componentes, la llamaremos ηu. En ese momento todavía no ha comenzado la reacción. La siguiente gráfica muestra en el eje “x” el tiempo y en el “y” la evolución de la viscosidad (η(t)/ηu). En un principio la viscosidad es baja, del orden de 0.1 Poise. Esto quiere decir que son necesarias pequeñas presiones para la la inyección, lo que hace al RTM un proceso atractivo. Pero a medida que aumenta el tiempo, debido a la reacción de polimerización la viscosidad comienza a crecer y de pronto crece muy rápidamentre, justo antes del tiempo de gel. Por ello el llenado del molde debe ser completado justo antes del tiempo de gel.

Figura 4.14.109 Variación de la viscosidad con la temperatura 4.14.5.2.6.1 Tiempo de gel El tiempo de gel es el tiempo en que la resina sufre un cambio brusco de viscosidad debido a que comienza a solidificar con enlaces cruzados. La siguiente gráfica muestra el tiempo de gel para una resina de viniléster en condiciones isotermas.

4.14 RTM

977

Figura 4.14.110 Tiempo de gel según la temperatura del molde para viniléster en condiciones isotermas Para conseguir un llenado completo del molde y una buena impregnación de la preforma, el tiempo de llenado debe ser mucho menor que el tiempo de gel del sistema de resina. El tiempo de gel depende de la velocidad a la que se desarrolla la reacción, la cual depende a su vez de la temperatura de la pared del molde o de la temperatura inicial de la mezcla. Para los vinilésteres la reacción se produce a una velocidad baja con lenta generación de calor. Este tipo de reacciones pueden considerarse como isotermas, y los tiempos de gel pueden estimarse para un rango amplio de temperaturas de molde. La gráfica siguiente muestra el tiempo de gel para un sistema de poliuretano en condiciones adiabáticas.

Figura 4.14.111 Tiempo de gel según la temperatura del molde para poliuretano en condiciones adiabáticas Para los poliuretanos, la reacción se desarrolla mucho más deprisa, el calor se genera mucho más rápido y se debe conducir fuera por las paredes del molde. Luego el proceso se puede considerar como adiabático.

4.14.5.3 Control de la inyección por sensores Controlar la inyección por sensores es un método inteligente de utilización de múltiples puntos de inyección. En cada punto de inyección se coloca un sensor de fluido. Cada punto de inyección se activa secuencialmente para acortar la distancia recorrida y para disminuir la presión de inyección requerida.

978


A continuación se muestra un esquema de sistema de control.

Figura 4.14.112 Sistema de control de la inyección Para llenar un molde muy largo se requieren presiones muy altas. Pero si se utilizan puntos de inyección activados secuencialmente, este requerimiento puede reducirse. Esto es debido a que la resistencia al flujo en la tubería es normalmente mucho menor que la resistencia al flujo a través de la preforma de material. El fluido en inyectado desde el primer punto hasta que el fluido alcanza el segundo punto, entonces el primero se corta y se activa el segundo, así secuencialmente hasta el final del molde. En el siguiente esquema se compara el requerimiento de presión para múltiples puntos de inyección o uno sólo.

Figura 4.14.113 Comparación de la presión de inyección en un punto o en varios Una simulación del llenado del molde puede ser muy útil para predecir la mejora producida al sustituir un solo punto de inyección por varios. En la siguiente tabla se muestra la presión y tiempos de llenado de un molde unidimensional.

4.14 RTM

979 Tabla 4.14.15 Tiempos y presiones de llenado de un molde unidimensional · Presión de inyección

Tiempo de llenado

(caudal constante)

(presión constante)

0,561 Mpa

310 seg

0,271 Mpa

111 seg

· 1 punto de inyección 4 puntos de inyección

4.14.6 Curado El comportamiento de la resina al curarse afecta a la vez al procesado y a las características finales de la pieza. Los aspectos relativos al procesado son los siguientes: ·

Condiciones de llenado del molde.

·

Condiciones de transferencia de calor.

Los aspectos relativos a las características finales de la pieza son los siguientes: ·

Llenado apropiado del molde antes de la gelificación.

· Posible existencia de tensiones residuales como resultado de la alta exotermicidad, pudiendo llegar a retorcimientos y delaminaciones en la pieza. ·

Curado completo de la pieza.

La selección de la resina y las condiciones de curado son críticas para las características finales de la pieza. Por ejemplo, la temperatura de curado afecta por una parte a la exotermicidad de la reacción y por otra al tiempo del ciclo. En la gráfica siguiente se muestran las exotermicidades de probetas de espesor 3 cm de viniléster Derakane 411-C50 con distintas temperaturas iniciales de 50, 65 y 80ºC. La probeta de 50ºC presenta extermicidad dentro del ciclo de curado, la temperatura máxima es dos veces la temperatura inicial llegando a 100ºC en el pico. En cambio cuando la temperatura inicial es de 80ºC el pico de temperatura llega hasta 160ºC dando lugar a retorcimientos y delaminaciones de la pieza final.

980


Figura 4.14.114 Exotermicidad de la reacción de curado del viniléster a distintas temperaturas iniciales El curado está governado por procesos físico-químicos de transporte de masa, transferencia de calor con generación interna y la fluidodinámica del flujo del polímero. Estas características son las típicas de los procesos químicos tradicionales, los cuales han sido modelizados con la aplicación de los principios de la química. Los modelos para el curado deben realizarse uniendo tres submodelos. La generación de calor, el grado de curado y la viscosidad, pueden comprenderse utilizando un modelo termodinámico que requiere datos físicos y químicos específicos para los materiales considerados. El resultado de este modelo puede utilizarse como entrada de dos submodelos: uno de transferencia de calor para obtener la curva temperaturatiempo, y otro fluidodinámico para estudiar la influencia de la presión. Estos dos submodelos son específicos de la geometría de la pieza y del molde. En la siguiente figura se muestra un ciclo de curado típico de RTM. La temperatura del agua que calienta el molde varía de forma lineal hasta que se hace constante, mientras que la de la resina alcanza un pico de temperatura debido a la exotermicidad de la reacción. En la figura se muestra la temperatura de la pieza en el centro y a un cuarto del espesor.

Figura 4.14.115 Ciclo de curado típico de RTM

4.14 RTM

981

4.14.7 Calidad La calidad de la pieza final está afectada por las decisiones realizadas en cada uno de los cinco pasos del proceso de RTM: ·

Preformado

·

Utillajes, moldes

·

Inyección

·

Curado

·

Desmoldeo

Las decisiones que deben ser realizadas pueden agruparse en tres categorías: Tabla 4.14.16 Decisiones a tomar en RTM

Variables de material

Variables de proceso

Variables de equipamiento

Arquitectura de preforma


Tipo de bombeo

% en volumen de fibra

Temperatura de inyección Longitud del cilindro de la bomba

Tipo de resina

Temperatura del molde

Tipo de fibra

Puntos de inyección

Tipo y nivel de catálisis La importancia relativa de cada una de estas variables se puede evaluar experimentalmente.

4.14.7.1 Ensayos Como ejemplo se va a presentar la serie de ensayos realizada por Steenkamer. D. A. Steenkamer realizó una serie de experimentos para hallar los valores óptimos de siete variables de RTM. En todos los ensayos utilizó la resina de viniléster Derakane 411-C50 con Trigonox y NL51P en una proporción 200:4:1. Las variables y los valores posibles de cada una (dos niveles) son los siguientes:

982

Capítulo IV. Procesos Tabla 4.14.17 Valores posibles de los factores Nivel 1

Nivel 2

Tipo de m aterial

FACTO R

A

B

Número de capas

3

5

Longitud del cilindro de bombeo

10.5 cm

18 cm

Posición de punto de inyección

C entro

Esquina


40 psi

75 psi

Discreto

C ontinuo

Am biental 21º C

49º C

Tipo de bombeo Tem peratura del m oldeo

Se realizaron 8 combinaciones de variables, y para cada una se ensayaron a tracción con agujero, flexión 4 puntos y flexión de viga corta. Los valores de las siete variables en cada combinación es la siguiente: Tabla 4.14.18 Combinaciones analizadas FACTORES DE CONTROL Comb. Nº

Material de preforma

Nº de capas


1 2

Pto de inyección

Tipo de inyección

Temp. molde

A

3

3,5

A

3

3,5

Centro

Discreta

23

Esquina

Continua

3

A

5

6

49

Centro

Continua

49

4

A

5

5

B

3

6

Esquina

Discreta

23

6

Centro

Discreta

49

6

B

3

6

Esquina

Continua

23

7

B

5

3,5

Centro

Continua

23

8

B

5

3,5

Esquina

Discreta

49

Fue analizado qué variable contribuye más para cada ensayo y cúal es el óptimo para cada ensayo, los resultados obtenidos son los siguientes. Resultados del ensayo de tracción con agujero: Tabla 4.14.19 Resultado del ensayo de tracción con agujero Contribución porcentual

Óptimo

Tipo de material

47.65

A

Número de capas

18.16

5


2.01

10.5 cm


11.45

Centro


16.39

40 psi

Tipo de bombeo

0.52

Continuo


3.82

49º C

FACTOR

4.14 RTM

983

Resultados del ensayo de flexión 4 puntos: Tabla 4.14.20 Resultado del ensayo de flexión 4 puntos FACTOR

Contribución porcentual

Óptimo

Tipo de material

2.04

B

Número de capas

4.07

3


77.35

10.5 cm


3.77

Esquina


4.16

70 psi

Tipo de bombeo

3.22

Discreto


5.39

23º C

Resultados del ensayo de flexión de viga corta: Tabla 4.14.21 Resultado del ensayo de flexión de viga corta FACTO R

Contribución porcentual

Óptimo

Tipo de material

7

B

Número de capas

10

3


70

10.5 cm


-

Esquina


9

70 psi

Tipo de bombeo

-

Discreto


3

23º C

conclusiones: · Las conclusiones de los ensayos anteriores son las siguientes: · La calidad de la pieza de RTM está afectada por variables de material, procesado y equipamiento. · Un estudio estadístico de los resultados de los ensayos pueden reducir el número de los mismos, indicando las variables fundamentales. · Las variables de equipamiento son más importantes de lo que podría pensarse en un principio. · Como se esperaba, las propiedades fibra-dominantes son menos afectadas por la impregnación que las propiedades dominadas por la interfase fibra-matriz.

984


4.14.8 RTM ayudado de vacío, VARTM El moldeo por inyección bajo vacío VARTM (vacuum-assisted RTM) o VARI (Vacuum Assisted Resin Injection) combina las técnicas del moldeo por inyección a baja presión y el moldeo por vacío. Inicialmente la inyección por vacío consistía en colocar el refuerzo en el molde, verter la resina previamente acelerada y catalizada sobre el mismo, cerrar el molde con contramolde o manta, hacer vacío en el interior y esperar a que la resina se distribuyera por el refuerzo impregnándolo. Una vez polimerizada podía procederse al desmoldeo. Los inconvenientes de este proceso eran tales como la no total eliminación de las burbujas de aire en la pieza y los problemas de una precatalización que obligaba a alargar el tiempo de gel. Con el método clásico de inyección bajo presión, incluso a presiones bajas del orden de 3 a 5 Kg./cm2, los moldes soportaban esfuerzos importantes, que podían alcanzar decenas de toneladas por metro cuadrado de superficie. Ello obligaba a reforzarlos hasta el punto de hacerlos muy pesados y de difícil manipulación. El moldeo bajo vacío contribuye a evitar los inconvenientes de las dos técnicas pero tomando las ventajas de ambas: se convierte en un sistema de inyección a baja presión pero asistida por vacío. La particularidad de este procedimiento consiste en separar las funciones de cierre del molde, el cual se realiza en un circuito periférico ayudado por vacío y el flujo de resina que es inyectada a baja presión dentro del molde en el que se ha hecho también vacío. De esta manera el flujo de resina dentro del molde viene ayudado por la depresión que hay en la cavidad no siendo necesarias presiones de inyección elevadas. En la inyección RTM se consigue buena calidad del producto y adaptación del proceso para series medias. Sin embargo la presión de inyección obliga a utilizar moldes rígidos y pesados que no se deformen durante el proceso de llenado del molde. Ello provoca un encarecimiento del método. El ciclo de moldeo es más largo que en el proceso de RTM, tanto por inyección por gravedad como bajo presión. El uso de vacío requiere un mínimo de precauciones de sellado exacto del molde. En la siguiente figura se muestra un esquema de inyección-vacío por gravedad. En el caso de inyección con máquina, el esquema sería similar, sustituyendo el depósito de resina por la máquina de inyección. Los fabricantes de piezas por RTM están cada vez más dejando de aplicar el RTM puro y utilizar el RTM ayudado de vacío, VARTM (vacuum-assisted RTM). Esto se debe a que el emplear vacío ofrece algunas ventajas adicionales sobre el RTM tradicional, como son: ·

Disminución drástica de las emisiones de gases hasta hacerse prácticamente nulas.

·

Laminados de alta calidad.

·

Menor coste de utillajes.

Existen numerosas versiones de VARTM, cada una con aspectos diferenciadores, pero aquí se hará referencia a tres versiones de VARTM que son las más importantes. En estos procesos VARTM o también llamados de infusión, las fibras son situadas a un lado del molde, y se coloca una tapa que puede ser rígida o flexible para formar un sellado hermético para vacío. El vacío se utiliza para conducir la resina al interior de la estructura.

4.14 RTM

985

VARTM es una adaptación del RTM tradicional, y pueden aplicarse casi todos los conceptos explicados anteriormente. Este proceso como tal surgió de la industria aerospacial a finales de los años 80. Aunque el RTM se emplea cada vez más, en numerosas aplicaciones sigue siendo prohibitivo debido a los altos costes. En estos casos el VARTM puede ser una opción más rentable. Por ejemplo, en piezas de gran tamaño, donde los costes de los moldes son especialmente significativos, éstos pueden reducirse a la mitad. VARTM es muy adecuado para la fabricación de piezas de gran tamaño con alto comportamiento estructural. La mayor parte de las aplicaciones se dan en la industria naval, aunque existe un gran potencial en el transporte terrestre, infraestructuras y el sector energético. El contenido en volumen de fibra puede llegar al 70%, lo que hace que el comportamiento estructural sea muy bueno. Además como se trata un proceso de molde cerrado las emisiones de estireno son nulas.

4.14.8.1 Esquema de funcionamiento de un molde de VARTM En la siguiente figura se muestra un esquema de inyección-vacío por gravedad. En el caso de inyección con máquina, el esquema sería similar, sustituyendo el depósito de resina por la máquina de inyección.

Figura 4.14.116 Esquema de funcionamiento de un molde de inyección-vacío 1. Vacío correspondiente a una presión de 650-800 bar. 2. Recipiente intermedio para recoger el exceso de resina. 3. Parte inferior del molde. 4. Parte superior del molde. 5. Canal de vacío para la aspiración de la resina. 6. Válvula. 7. Depósito de resina. 8. Tubular de inyección. 9. Canal circular de aspiración de la resina. 10. Junta de caucho. 11.Junta de caucho. 12. Vacío correspondiente a una presión de 130 mbar. 13. Molde estratificado de poliéster-fibra de vidrio. 14. Canal para el cierre del molde con vacío.

4.14.8.2 Materias primas 1 Resinas 2 Refuerzos La inyección-vacío exige resinas de poliéster con características muy particulares en cuanto a viscosidad (máximo 2 poises a 20ºC). Se les puede añadir hasta un 25 % de cargas.

986


El sistema catalítico está basado en peróxidos, sobre todo de metil-etil-cetona, ciclohexanona o acetilacetona, en combinación con un acelerador de octoato de cobalto. Su composición dependerá del tiempo óptimo de endurecimiento y desmoldeo. Los tiempos de gelificación con los diferentes sistemas catalíticos pueden ser desde algunos minutos hasta varias horas, según la naturaleza y concentración del catalizador, acelerador y, en algunos casos, inhibidor. El refuerzo está generalmente constituido por mat de hilos continuos UNIFILO, cuyas características están adaptadas de forma particular al moldeo por inyección. Estas características son: -

Aptitud a la deformación, permitiendo el moldeo de formas no desarrollables.

Volumen aparente importante, lo que asegura un llenado completo de la cavidad, evitando con ello la aparición de zonas excesivamente ricas en resina. Este volumen aparente facilita además el desplazamiento de la resina. La constitución en forma de hilo continuos evita los desplazamientos del refuerzo producidos por el empuje de la resina. -

Aptitud para la realización de preformas, con las que se consigue:

-

Disminución de los tiempos de carga del molde

-

Eliminación de grietas de carga del molde

-

Disminución importante de los rechazos en piezas complejas

-

Reducción de pérdida de resina

-

Desbarbado fácil.

El mat de hilos continuos permite obtener porcentajes de fibra de vidrio entre el 20 y el 30% en peso, porcentaje que aumenta si se usan preformas. Igualmente pueden utilizarse otros tipos de refuerzo tales como tejidos deformables, mats de hilos cortados de bajo gramaje, y velos superficiales de fibra de vidrio o sintéticos. El refuerzo debe cortarse siempre con plantilla, para garantizar la uniformidad y reproductibilidad en la fabricación, así como que se eviten acumulaciones de resina sin refuerzo, lo que provocaría grietas en la pieza y sobrecalentamiento del molde.

4.14.8.3 Maquinaria y utillaje La inyección de la resina, a baja presión, puede realizarse de dos formas: -

Por gravedad

Con ayuda de una máquina de inyección utilizando una presión de inyección inferior a la de cierre del molde. En este caso, las características de las máquinas utilizadas son similares a las de otros procesos de inyección. La construcción del molde y contramolde es el punto más importante para la buena marcha de este procedimiento. La necesidad de garantizar la estanqueidad absoluta en la zona de cierre exige un diseño

4.14 RTM

987

específico de la pestaña de molde / contramolde. Además de poliéster, es posible utilizar aluminio o acero. La elección del material depende de la dimensión de las piezas, del espesor del laminado y de la serie deseada. El molde puede ser también construido con materiales de bajo costo, como epoxi. Para el molde inferior, el espesor del estratificado no pasará, en la mayoría de los casos, de 6 a 8 mm., teniendo en cuenta que no debe soportar esfuerzos importantes. En algunos casos será necesario reforzar el molde con nervios, sobre todo en piezas de gran superficie. En la zona de inyección, el molde presenta un espesor de 4 a 6 mm. como máximo, y por lo tanto es suficientemente elástico para permitir una deformación durante la inyección de la resina. En la periferia, el molde y contramolde serán rígidos para permitir en el momento del vacío una buena unión entre ellos y obtener piezas correctamente dimensionadas. El molde superior debe realizarse mediante un estratificado translúcido, lo cual permitirá seguir la evolución de la resina en el interior y la correcta colocación del refuerzo. Para un perfecto dimensionado del espesor de la cavidad, deben utilizarse ceras calibradas. Las dos mitades del molde quedan unidas por un canal de cierre en el que se aplica el vacío. Este canal, así como los tubulares de aspiración de resina, se deben realizar en el molde superior, permaneciendo totalmente plano el molde inferior en esta zona. En todo caso, es necesario que el canal no sea demasiado alto, para evitar que las juntas de caucho deslicen. El molde superior es reforzado en esta zona con paneles de madera o contrachapado. Según el método empleado, el canal de aspiración de resina puede rodear completamente el molde o situarse solamente en un lado. El canal de aspiración propiamente dicho debe tener un ancho máximo de 10 mm. y una altura de 8 mm., y conviene redondearse. A causa del uso de materiales de bajo costo en la construcción del molde, las presiones en el molde deben ser bajas, originando bajos tiempos de llenado y permitiendo un contenido limitado de vidrio. La imposibilidad de tolerar el molde altas temperaturas así como su baja capacidad de transferencia de calor hace que los tiempos de curado deban ser bajos con mínima exotermia para prevenir el degradado del material o el daño de la herramienta. Los ciclos se miden en horas y días para piezas grandes. La gran ventaja de este sistema es la capacidad de fabricar grandes piezas y complejas estructuras con máxima integración y a bajo coste. Es muy importante para el funcionamiento del procedimiento que en el espacio comprendido entre el canal de aspiración y el molde propiamente dicho (2 a 10 mm.), las dos mitades estén perfectamente en contacto.

988


Figura 4.14.117 Detalle de la zona periférica de cierre del molde 1.Junta caucho. 2.Canal de cierre del molde. 3.Canal de aspiración de la resina. 4. Zona de pinzamiento del refuerzo. 5. Extremo de la pieza. 6. Molde superior. 7. Molde inferior. 8. Refuerzo de zona periférica del molde.

4.14.8.4 Método operativo 1.

Preparación del molde (limpieza, agente desmoldeante, pulido)

2.

Aplicación del gel-coat

3.

Gelificación del gel-coat

4.

Colocación del refuerzo

5.

Cierre del molde

6.

Colocación del tubo de inyección

7.

Aplicación de vacío dentro del molde

8.

Inyección de la resina catalizada por uno o varios puntos

9.

Cierre de la alimentación de la resina

10.

Aplicación de entre 50 y 800 mbar de vacío

11.

Polimerización de la resina manteniendo el vacío interno

12.

Apertura del molde

13.

Desmoldeo

14.

Desbarbado

4.14 RTM

989

Figura 4.14.118 Método operativo del proceso de inyección por vacío Las tres primeras etapas son similares a las descritas en otros procesos. El refuerzo se coloca manualmente en el molde y se corta para ajustarlo a la geometría de éste. Una vez colocado el refuerzo el molde se cierra. A continuación se hace el vacío con ayuda de la bomba en el canal periférico. Este vacío se aplica tan fuertemente como sea posible en el canal de cierre del molde, quedando éste herméticamente cerrado. El cierre también es ayudado por cierres mecánicos para garantizar la perfecta estanqueidad. Al colocar el tubo de inyección y en el caso de colada por gravedad se coloca con dos pinzas para permitir la eliminación del aire que sube por el mismo proveniente del molde. Se aplica el vacío (500 mbar) y se inyecta en la cavidad del molde la resina necesaria para la impregnación de los refuerzos, debidamente catalizada, a baja presión o por gravedad. En el caso de baja presión ésta debe ser inferior a la de cierre del molde. Según la dimensión de la pieza, serán necesarios uno o varios puntos de inyección. Debido a la flexibilidad del molde, la cavidad puede recibir la totalidad de la resina. En este momento se cierra la alimentación de la resina y se hace un vacío de 0.65-0.80 bares en el canal de recuperación de la resina. La resina discurre entre la fibra llenando el molde sin formarse burbujas de aire y el exceso o resina sobrante queda atrapada en la trampa de resina. El vacío se mantiene hasta el endurecimiento total de la pieza. La apertura del molde se realiza cómodamente, anulando el vacío aplicado sobre el circuito de cierre. Normalmente se desmoldea primero el contramolde y luego el molde. Puede haber un pequeño lapso de tiempo entre los dos desmoldeos que permite utilizar el contramolde con otro molde.

990


Figura 4.14.119 Pieza acabada Para sangrar el aire existente en el conducto de inyección para el caso de que ésta se realice por gravedad pueden utilizarse dos pinzas que estrangulen el tubo por el que cae la resina al molde. La primera de ellas se colocará 5 cm. por encima del orificio de colada al molde, y la segunda 50 cm. por encima de la primera. El proceso de sangrado es el siguiente: Colocar el recipiente de resina acelerada y catalizada a suficiente altura (1.5 – 2 m.) sobre el molde con un tubo de plástico transparente por el que se realizará la colada. -

Apertura de la segunda pinza, con lo que la resina baja hasta la primera.

Cierre de la segunda pinza y apertura de la primera. En este momento baja la resina al molde y sube el aire. Cierre de la primera pinza y apertura de la segunda, con lo que el aire sube hasta el recipiente que contiene la resina. -

Repetir el proceso varias veces hasta eliminar el aire contenido en el molde.

-

Colar la resina por gravedad sobre el molde.

-

Una vez que ha entrado la necesaria para llenarlo, cerrar el molde con las dos pinzas.

4.14 RTM

991

4.14.8.5 Síntesis Formas de las piezas a fabricar

Cualquiera (sin contradesmoldeo)

Dimensiones

Medianas (1 a 5 m2) o grandes (>5 m2) Espesor regular a partir de 2 mm.


Radio de curvatura mínimo 5mm. Ángulo de desmoldeo mínimo 3º Posibilidad de insertos

Aspecto

Dos caras lisas

% de refuerzo

20 a 22 % 1 pieza en 1 h. 30 min.

Cadencias de la fabricación

(Pieza con gel-coat, superficie 2 a 3 m2, espesor 2 mm.)

Mano de obra

Poco importante, cualificación mediana.

Inversiones

Medianas

Duración de los moldes Superficie de trabajo

Poliéster: 1000 a 1500 piezas Epoxi: 5000 piezas Media Piezas con gel-coat

Aplicaciones específicas

Necesidad de dos caras lisas para series relativamente bajas. Dos caras lisas Fabricación de piezas grandes

Ventajas

Series medianas Inversiones poco importantes Mano de obra poco importante Fiabilidad de las piezas fabricadas Cadencias limitadas

Inconvenientes

Necesidad de desbarbado de las piezas Calidad del composite un poco mejor que aplicando bolsa de vacío.

A continuación se van a presentar algunas de las variantes de procesos VARTM.

992


4.14.8.6 VARTM Ultra Violeta (UV VARTM) El proceso es similar a la mayor parte de los VARTM. Puede funcionar cualquier molde, incluso uno utilizado para el moldeo a mano, ya que como el molde no se presuriza, no tiene porqué ser muy rígido. También debe preveerse un sellado hermético para vacío de las dimensiones del molde. Se aplica una cera desmoldeante sobre el molde, y posteriormente se coloca la cinta sellante de vacío (o cualquier otro método de sellado) dejando un espacio de 3 a 20 cm desde el perímetro del laminado. Posteriormente se colocan las láminas cortadas de fibra seca sobre el molde. La resina se hace pasar a través de tubos de polipropileno, cuyo número dependerá de las dimensiones del laminado. Cada tubo está equipado con una válvula on/off y conectado a una banda de envoltura espiral permeable de polipropileno. Al conectar el vacío, la resina circula a través de la envoltura espiral permitiendo su distribución por la fibra. Una vez preparado el equipo de vacío, se conecta la bomba de vacío a la envoltura espiral. Finalmente se cubre todo con el film de vacío, pegándolo a la cinta selladora, de forma que todo quede hermético junto con el molde (otros procesos VARTM utilizan diferentes sellados de vacío). Entre la bomba de vacío y el molde se coloca un depósito para recoger el exceso de resina. La colocación del punto de “chupado” en relación con el punto de aporte de resina es crítico para el éxito del proceso de infusión, y depende también de la geometría de la pieza. Por ejemplo, si el molde consiste en una placa plana, el vacío debería colocarse en un punto opuesto al de aporte de resina. Para que comience la infusión asegurando integridad de la bolsa de vacío, la presión de vació debe ser de -66 a -74 cm de Hg. Una vez alcanzada esa presión las válvulas aportadoras de resina se abren y ésta fluye por dentro de la bolsa, el nivel de vacío dependerá de la fracción en volumen de fibra deseada, cuanto mayor sea el vacío, mayor será la fracción de fibra. El flujo de resina es logarítmicamente lento, es decir, que a medida que la resina se aleja del punto de “chupado”, el impregnado es progresivamente más lento. Debido a ello según las aplicaciones puede ser necesario colocar más de un punto de “chupado”. Justo antes de la impregnación de toda la fibra, se cierran todas las válvulas de resina, ya que la bolsa contiene un exceso de resina debido a presiones diferenciales en su interior. Cuando las presiones en el interior de la bolsa se igualan, el exceso de resina completa la impregnación. El curado comienza una vez que todo el refuerzo está impregnado. En el proceso UV VARTM la presión de vacío se reduce gradualmente hasta unos –33 cm de Hg, y después se enciende la luz ultravioleta que es la iniciadora de la reacción de curado. La luz se aplica directamente sobre el laminado, y el tiempo de curado dependiendo del espesor del laminado es de 3 a 15 minutos. Como ejemplo, un laminado de 1.7mm de espesor puede curar en unos 8 minutos. Una de las grandes ventajas del proceso UV VARTM es el “curado según demanda”, ya que al contrario de otros sistemas de resina que necesitan catalizadores o endurecedores para comenzar la reacción de curado, con este sistema la reacción no comienza hasta que no se aplica la luz ultravioleta. El proceso permite “cometer errores”, ya que si se ha producido algún problema durante la etapa de infusión existe tiempo de sobra para darse cuenta y solucionarlo antes de que la pieza comience a curar. Las resinas de curado por UV pueden soportar temperaturas hasta de 65ºC sin curar, lo que permite un ajuste de la viscosidad (y por tanto de la impregnación) por medio de la temperatura de la resina.

4.14 RTM

993

Una de las desventajas de este proceso es que el film para la bolsa de vacío llamado “Quick Draw film” es una patente de “Film Technology”, ya que se trata de un film transparente a la luz UV con la rigidez suficiente para la infusión, y con una textura especial que facilita el flujo del aire sobrante hacia fuera y de la resina hacia adentro de la bolsa, y que además evita que la resina se quede pegada a él. Este film es reutilizable. El coste de las resinas UV es algo mayor que las convencionales, pero también se consigue un aprovechamiento de resina eficaz, ya que la resina que no ha curado puede volver a utilizarse. El proceso está limitado a laminados de permeabilidad baja y sólo ciertos núcleos para sandwich de tipo celda de abeja. Laminados de más de 1.7 mm de espesor requieren 2 ciclos de moldeo. Por ahora este método todavía no se ha empleado en aplicaciones comerciales a gran escala, sólo en prototipos de barcos de unos 8 m de tamaño.

4.14.8.7 SCRIMP SCRIMP (Seemann Composite Resin Infusion Molding Process) fue desarrollado a mediados de la década de los 80 por Seemann Composites como un método para mejorar la calidad de piezas de grandes dimensiones y resolver los problemas medioambientales asociados con los procesos de molde abierto. Esta empresa se asoció con Hardcore Composites y TPI Composites para formar Scrimp Systems LLC. Actualmente numerosas empresas , la mayoría americanas utilizan el proceso SCRIMP bajo la patente de Seemann. Las aplicaciones habituales de este proceso son: diques para puertos, cascos de barcos, palas de aerogeneradores, piscinas, satélites, bastidores de coche, coches eléctricos, autobuses, trenes, etc. SCRIMP funciona especialmente bien para piezas de tamaño alto en volúmenes medios de producción. El proceso es similar a otros procesos VARTM, sólo que con algunas diferencias. La más importante es la incoporación de una menbrana difusora que permite la extensión de la resina a lo largo de la longitug, anchura y espesor de la pieza, inluyendo sándwiches. Primeramente se aplica un vacío de 66 a 74 cm de Hg para compactar las capas antes de la infusión. De este modo se consigue la eliminación de huecos y se asegura un emplazamiento correcto del refuerzo. SCRIMP también utiliza un sistema de distribución de resina patentado. Una de las mayores ventajas del SCRIMP es el control de peso, puesto que se utiliza exactacmente la misma cantidad de material cada vez, siempre se obtiene la misma fracción en volumen de fibra, y el mismo peso final.

4.14.8.8 LPRIM Otro proceso VARTM desarrollado por Le Comte USA y que está comenzando a dar licencias para utilizar su tecnología, es el LPRIM (low pressure infusion molding). Consiste en un proceso de molde abierto con bolsa de vacío, sólo que a presiones muy bajas. En el proceso LPRIM, se utiliza una bolsa de vacío patentada, unida a los extremos del molde. La presión para introducir la resina al interior del molde se genera simplemente colocando el depósito de resina

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a una cota ligeramente superior a la del molde. Esta pequeña presión combinada con la textura de la bolsa, y el vacío, permite a la resina fluir entre la fibra. En lugar de tubos aportadores de resina se utilizan micronúcleos de espuma que ayudan al flujo de resina. Los tiempos de llenado son lentos (un barco de 20 m puede costar de 12 a 15 horas), el contenido en fibra es alto, y es muy barato de implementar ya que no se necesitan equipos de presión ni nuevos moldes. Por esta técnica se fabrican barcos, palas de aerogenerador, piezas de bastidores de camión y componentes de casas prefabricadas.

Referencias 1. Engineered Materials Handbook, Volume 1 Composites, ASM international, USA, 1988 2. Engineered Materials Handbook, Volume 2 Engineering plastics, ASM international, USA, 1988 3. R.T.M. Process, Editions Syntech, Jean Pierre Cauchois, Saint Avold Cedex, France 1997 4. http://isl.cps.msu.edu/trp/toc.html 5. http://www-rohan.sdsu.edu/dept/medept/me542/doc/rtm/rtrans.html 6. http://chaos.eng.fsu.edu/ie/photo_gal.html 7. http://www.helcom.es/comint/ 8. P. Antequera, L. Jiménez, A. Miravete, José Ullod, “Procesos de transformación de la fibra de vidrio (I)”, Vetrotex España S.A 1994 9. Amy Hudson, “Vacuum-Assisted RTM Increasing Popular, Composites Technology”, March/ April 1996 10. JA HOLMBERG, LA BERGLUND, Micromechanisms of delamination failure in RTM Ubeams. Composites Part A: 1997, Vol. 28, Iss. 8, pp. 709-717 11. JA HOLMBERG, L BERGLUND, Manufacturing and performance of RTM U-beams, Composites Part A: 1997, Vol. 28, Iss. 6, pp. 513-521 12. J., Griffin, P.R., Grove, S.M. and Guild, F.J. Summerscales, Quantitative microstructural examination of RTM fabrics designed for enhanced flow, Composite Structures: 1995, Vol. 32, Iss. 1-4, pp. 519-529 13. Berglund, L.A., Varna, J., Joffe, R. and Lundstrom, T.S., Effect of voids on failure mechanisms in RTM laminates, Composites Science and Technology: 1995, Vol. 53, Iss. 2, pp. 241-249 14. C BINETRUY, B HILAIRE, J PABIOT, The interactions between flows occuring inside and outside fabric tows during RTM, Composites Science and Technology: 1997, Vol. 57, Iss. 5, pp. 587-596

4.14 RTM

995

15. L TONG, GP STEVEN, A numerical study on stresses in RTM lap joints reinforced with transverse stitching, Composite Structures: 1996, Vol. 36, Iss. 1-2, pp. 91-100 16. Baichen, L., Bickerton, S. and Advani, S.G., Modelling and simulation of resin transfer moulding (RTM)—gate control, venting and dry spot prediction, Composites Part A: 1996, Vol. 27, Iss. 2, pp. 135-141 17. Lebrun, G., Gauvin, R. and Kendall, K.N., Experimental investigation of resin temperature and pressure during filling and curing in a flat steel RTM mould, Composites Part A: 1996, Vol. 27, Iss. 5, pp. 347-355 18. Gelin, J.C., Cherouat, A., Boisse, P. and Sabhi, H., Manufacture of thin composite structures by the RTM process: Numerical simulation of the shaping operation, Composites Science and Technology: 1996, Vol. 56, Iss. 7, pp. 711-718 19. C Lekakou, MG Bader, Mathematical modelling of macro- and micro- infiltration in resin transfer moulding (rtm), Composites Part A: 1998, Vol. 29, Iss. 1-2, pp. 29-37 20. N Pearce, F Guild, J Summerscales, A study of the effects of convergent flow fronts on the properties of fibre reinforced composites produced by rtm, Composites Part A: 1998, Vol. 29, Iss. 1-2, pp. 141-152 21. B Ferret, M Anduze, C Nardari, Metal inserts in structural composite materials manufactured by RTM, Composites Part A: 1998, Vol. 29, Iss. 5 - 6, pp. 693-700 22. L Tong, LK Jain, KH Leong, D Kelly, I Hertzberg, Failure of transversely stitched RTM lap joints, Composites Science and Technology: 1998, Vol. 58, Iss. 2, pp. 221-227 23. NRL Pearce, FJ Guild, J Summerscales, The use of automated image analysis for the investigation of fabric architecture on the processing and properties of fibre reinforced composites produced by RTM, Composites Part A: 1998, Vol. 29, Iss. 7, pp. 829-837 24. RW Rydin, VM Karbhari, Partitioning energy during low velocity impact of RTM fiber-reinforced composites, International Journal of Impact Engineering: 1998, Vol. 21, Iss. 9, pp. 773-789 25. TJ Wu, T Hahn, The bearing strength of E-glass/vinyl-ester composites fabricated by VARTM, Composites Science and Technology: 1998, Vol. 58, Iss. 9, pp. 1519-1529 26. P Marguers, F Meraghni, ML Benzeggagh, Comparison of stiffness measurements and damage investigation techniques for a fatigued and post-impact fatigued GFRP composite obtained by RTM process, Composites Part A: 2000, Vol. 31, Iss. 2, pp. 151-163 27. MY Lin, MK Kang, HT Hahn, A finite element analysis of convection problems in RTM using internal nodes, Composites Part A: 2000, Vol. 31, Iss. 4, pp. 373-383 28. S Bickerton, EM Sozer, P Simacek, SG Advani, Fabric structure and mold curvature effects on preform permeability and mold filling in theRTM process, Part II: Predictions and comparisons with experiments, Composites Part A: 2000, Vol. 31, Iss. 5, pp. 439-458

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Capítulo IV. Procesos 29. S Bickerton, EM Sozer, PJ Graham, SG Advani, Fabric structure and mold curvature effects on preform permeability and mold filling in the RTM process, Part I: Experiments, Composites Part A: 2000, Vol. 31, Iss. 5, pp. 423-438 30. L. Castejon, M. Lizaranzu, A. Miravete (1998), “R.T.M. for the Car Industry: 2D Fabrics: Description of the design and manufacturing process of a door”, Revista de Plasticos Modernos, Vol. 75, November 509, November 1998, pages 531-536. 31. M. Lizaranzu, L. Castejon, A. Miravete (1998), “R.T.M. for the Car Industry: Textile Technologies for a Car Body” Revista de Plasticos Modernos, Vol. 75, November 509, November 1998, pages 537-541. 32. Cuartero, J., Larrodé, E., Castejón, L., Clemente, R. “New Three Dimensional Composite Preforms and its Application on Automotion”, SAE Paper 980070, SAE International Congress & Exposition, 23-26 Febreo 1998, Cobo Center, Detroit, Michigan.

4.15 Moldeo por inyección de termoplásticos reforzados

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4.15 MOLDEO POR INYECCIÓN DE TERMOPLÁSTICOS REFORZADOS 4.15.1 Introducción Los termoplásticos reforzados representan aproximadamente el 80% de los materiales plásticos. La adición de fibras de vidrio como refuerzo mejora ciertas propiedades, sobre todo las relacionadas con la estabilidad dimensional, la rigidez y la resistencia a altas temperaturas. Mientras que las piezas realizadas a partir de termoestables reforzados permiten buena simplicidad en su formación sobre todo en piezas de tamaño mediano y grande, las realizadas con termoplásticos reforzados tienen numerosas ventajas fundamentalmente en la fabricación de piezas pequeñas y grandes series debido a los bajos costes de producción y a su facilidad para ser estampadas. Los tiempos de ciclo son hasta 5 veces menores que los de los termoestables y una vida de almacenamiento mucho mayor. Dentro de los termoplásticos que en la actualidad se refuerzan con fibra de vidrio destacan las poliamidas, el poliestireno, el polímero estireno-acrilonitrilo; el poliéster termoplástico, el ABS, los policarbontatos, el polietileno, el polipropileno, las polisulfonas, las resinas acetálicas y uretano y en general los superpólimeros. También las resinas metacrílicas líquidas, entre termoplásticas y termoestables, pueden considerarse dentro de los plásticos con posibilidad de ser reforzados con fibra de vidrio. Las técnicas de moldeo de termoplásticos reforzados más desarrolladas son la inyección de granulados y la estampación de placas reforzadas. En el proceso de inyección de granulados, objeto de este apartado, se utilizan semiproductos del tipo granulado que incorporan tanto la resina termoplástica como la fibra. Los granulados, fabricados según métodos descritos posteriormente, están destinados a ser moldeados por inyección en el 90-95% de los casos. En menor escala, existen otros procedimientos de moldeo de este tipo de granulados: rotomoldeo, extrusión, inyección soplado y termoformado.

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El moldeo por inyección permite la realización en discontinuo de piezas muy diversas, pudiendo ir desde piezas muy pequeñas de algunos gramos, para relojería por ejemplo, hasta piezas de varios kilos. Una de las ventajas de este método es la posibilidad de realizar piezas complejas con espesores variables en una sola operación.

4.15.2 Propiedades de los termoplásticos reforzados Los termoplásticos presentan grandes ventajas en su uso debido a su ligereza de peso, su bajo coste, su estabilidad química y autolubricación. Sin embargo presentan inconvenientes importantes como su dilatación térmica elevada, fluencia bajo carga en frío y bajas propiedades mecánicas. Precisamente el añadir refuerzo de fibra de vidrio tiene por objetivo mejorar notablemente algunos de estas desventajas llegando a competir con metales como bronce, hierro fundido, metales no ferrosos, etc. [1] La adición de refuerzo de fibra de vidrio mejora propiedades como la resistencia a la combustión, la resistencia a la tracción, flexión y compresión hasta en un 200% y la resistencia al choque hasta en un 250%. Otras propiedades como fluencia en frío y coeficiente de dilatación y elongación se reducen notablemente. Además siguen conservando propiedades inherentes de los termoplásticos como su buena absorción del sonido, la posibilidad de pigmentación y su resistencia a la corrosión.

4.15.3 Materias primas Las materias primas utilizadas en la inyección de termoplásticos reforzados son semiproductos del tipo granulado. Se moldean según diferentes técnicas. - Granulados a partir de fibras cortas (entre 0.2 y 1 mm), que son los más utilizados (9095%). - Granulados a partir de fibras (entre 6 y 13 mm.), técnicas en desarrollo con algunos termoplásticos comerciales (aproximadamente el 2%). La fabricación de granulados consiste en la incorporación de fibras de vidrio en el termoplástico por el procedimiento de extrusión. Hay tres métodos, que se diferencian sobre todo por la forma de incorporar la fibra de vidrio al termoplástico: - Método de premezclado - Método de aportación de la fibra en roving. - Método de aportación de hilos cortados al plástico fundido. En el primero de estos métodos se homogeneiza la fibra y el plástico en mezcladoras lentas y a continuación se incorpora a la extrusora, que generalmente es de un solo tornillo y con forro calefactado. Bajo la acción combinada del calor y de las fuerzas de cizallamiento del tornillo, la resina funde e impregna la fibra de vidrio, que se divide en filamentos y reduce su longitud al romper. El inconveniente es precisamente la reducción de la longitud de las fibras hasta valores de décimas de mm. La mezcla pasa después por los agujeros de la hilera de la extrusora y forma junquillos de 2 a 4 mm. de diámetro, y se enfría solidificando, para ser cortada en forma de gránulos de 4 a 5 mm. de longitud.


999

Figura 4.15.1 Sistemas de fabricación de granulados reforzados de termoplásticos El segundo método consiste en la incorporación de rovings a la materia fundida mediante una extrusora de tornillo. En este caso, la alimentación de la resina se realiza en la entrada principal de la extrusora y el roving se incorpora a través de un orificio situado a un tercio de la longitud del forro. Los dos tornillos funden la resina y aseguran el corte del roving. En este caso la longitud residual de las fibras en los granulados es ligeramente superior que en los métodos de incorporación de la fibra en seco. Este procedimiento permite además una buena homogeneización de las fibras de vidrio y los aditivos trabajando a grandes caudales. [2]

1000


Figura 4.15.2 Roving en materia fundida.

.

Figura 4.15.3 Hilo cortado en materia fundida El tercero de los métodos se realiza con la ayuda de dos dosificadores de pesada, incorporando la resina termoplástica por el orificio principal mientras que el refuerzo penetra en forma de hilos cortados por un orificio situado a un tercio de la longitud. Las extrusoras pueden ser de uno o dos tornillos. Este método es el más utilizado industrialmente y proporciona caudales muy importantes, superiores a una tonelada por hora, con un reparto de longitudes residuales de la fibra optimizado. Los distintos dispositivos mecánicos de que consta una línea de granulación típica son: 1.

Mezcladores

2.

Dosificadores

3.

Extrusora

4.

Línea de enfriamiento

5.

Granulador

6.

Embalado automático


1001

Para los hilos cortados pueden utilizarse todo tipo de mezcladores de velocidad lenta, de tipo tonel, pala o cinta, mientras que para la fibra molida es preferible el tipo de mezclador de velocidad rápida. Según el método de incorporación de la fibra, pueden utilizarse bandas dosificadoras, dosificadores de bandas pesadoras o incluso balanzas dosificadoras. Para evitar la segregación de la fibra durante el transporte de las premezclas es necesario evitar el uso de sistemas neumáticos o correas vibrantes. Según la naturaleza del polímero, es posible la elección entre dos técnicas de granulación: vía húmeda (corte en cabeza), o vía seca (corte a partir de junquillos). Los materiales que ofrecen dificultad al estirado y no son sensibles a la humedad son granulados en la cabeza de la extrusora, con hileras redondas de múltiples agujeros de diámetros comprendidos entre 2 y 4 mm. Los materiales higroscópicos (poliamida, policarbonato) se granulan después de su enfriamiento al aire. En este caso las hileras son planas con salida horizontal o a 45º, con 20-60 agujeros de 2 a 4 mm. de diámetro, según el diámetro del husillo y el caudal de la extrusora. La línea de enfriamiento consiste en un paso de los junquillos a través de un baño de agua o una zona de pulverización (sistema vía húmeda) o bien se efectúa en la cabeza (sistema vía seca). En el caso de productos de bajo alargamiento, es necesario enfriar los junquillos mediante pulverización. Los granuladores son rotores con varias cuchillas. Los granulados reforzados deben secarse, tamizarse y finalmente embalarse en condiciones de estanqueidad, dado su carácter más o menos higroscópico. Las extrusoras de un solo tornillo (diámetros de 90, 120, 150 mm.), tienen caudales del orden de 100 a 500 Kg/hora de granulado reforzado. La potencia instalada varía entre 150 y 250 kW, según características de tornillo y caudal.

4.15.4 Proceso de modelo por inyección de granulados Durante el proceso de moldeo por inyección, el granulado es introducido en una máquina de inyección a través de una boca de alimentación. Es usual que esta boca de entrada vaya equipada con un sistema de secado que elimine la humedad de los termoplásticos que son susceptibles a una degradación por humedad y con un imán que elimine cualquier partícula metálica que accidentalmente se haya incorporado.

1002


Figura 4.15.4 Inyección de termoplásticos reforzados El granulado una vez en la máquina es calentado a una temperatura por encima del punto de fusión en el caso de resinas semicristalinas o del punto de reblandecimiento para resinas amorfas. El material calentado fluye y es mezclado dentro de la máquina gracias a un tornillo giratorio. En parte el calor generado en la máquina se debe al propio rozamiento del tornillo con el material. Unos calentadores de resistencia eléctrica suministran el resto del calor necesario para la fusión. [3] Cuando el material alcanza el final de la máquina éste es inyectado a alta presión a través de una pequeña apertura en un molde metálico cerrado. En el molde el material fundido es forzado a través de una apertura en la cavidad de salida del molde la cual ha sido fabricada según las especificaciones de acabado de la pieza. El molde se mantiene cerrado hasta una temperatura por debajo del punto de solidificación de la resina. Durante el periodo de enfriamiento y solidificación el tornillo comienza a girar y fundir material de nuevo. Tras la solidificación de la pieza se abre el molde y se expulsa la pieza cerrándose de nuevo el molde y quedando listo para una nueva pieza. El control de la orientación de la fibra en este proceso en caso de fibra corta puede ser fundamental para el uso eficiente de esta técnica. En el proceso de inyección debido al movimiento de la mezcla dentro de la máquina es casi impredecible cual será la orientación final de la fibra. Sin embargo el control de parámetros de moldeo tan importantes como la geometría del molde, viscosidad, la carga de fibra, relación diámetro de conductos – longitud de fibra puede ser decisivo a la hora de conseguir una adecuada orientación y distribución de la fibra. La naturaleza propia del proceso de moldeo por inyección limita la longitud de la fibra que puede ser usada ya que la acción del tornillo en la máquina de inyección así como las estrechas aperturas de paso del material fluido producen una significante rotura de la fibra. Se han desarrollando máquinas de inyección que pueden utilizar granulados con fibras de 0.3-2.5 cm.


1003

Figura 4.15.5 Detalle de las etapas de operación de una máquina de inyección Los parámetros más importantes de la inyección son: Temperatura de fusión: es la temperatura a la que penetra en el molde el material y es controlada por un sistema de control de temperatura aunque puede verse afectada por la presión y la velocidad de inyección. Velocidad de inyección: es la velocidad a la que avanza el tornillo durante el llenado del molde. La velocidad puede ser variable comenzando con una velocidad lenta de llenado, incrementándola a mitad de inyección y aumentándola de nuevo al final para evitar burbujas de aire atrapadas y permitir una transición suave y controlada de la presión.

Tabla 4.15.1 Parámetros típicos de moldeo de inyección de termoplásticos Parámetro de proceso Temperatura Presión de molde

Valor 315 – 427ºC 35 – 275 MPa

Velocidad de inyección

Media

Velocidad del tornillo

Media

Relación de compresión Shrinkage %

1–3 0.05 – 0.5

1004


Presión de inyección: la presión ejercida por el tornillo sobre el material fundido no es constante durante la etapa de llenado. La presión va aumentando conforme el molde es llenado y la resistencia de flujo se incrementa. Cuando el molde se llena el control de la presión juega su papel principal. Las prensas de inyección son generalmente horizontales, aunque para aplicaciones especiales pueden ser verticales o a 45º. Su capacidad depende del tamaño y peso de las piezas a inyectar, por lo que las fuerzas de cierre pueden oscilar entre 5 y 10.000 Tn. Los grupos de cierre son mecánicos para máquinas pequeñas, hidráulicos para moldes de gran capacidad, y también existen sistemas mixtos. Los grupos de inyección son generalmente de husillo directo o de husillo y válvula, aunque también se utilizan sistemas husillo/pistón. El conjunto forro/husillo tiene un tratamiento específico antidesgaste. Las máquinas de moldeo suelen tener dos velocidades de cierre. Una velocidad rápida con baja fuerza seguida de una velocidad lenta en el momento de cierre que genera una fuerza apropiada antes de la inyección. Esta doble velocidad mejora notablemente los tiempos de ciclo. [4] Los moldes son de una o varias cavidades, según las series, y de una concepción totalmente automatizada, a partir de aceros de alta resistencia. Su costo es elevado, aunque este valor se hace despreciable frente al costo de la materia prima dado que en la mayoría de los casos este procedimiento se aplica a grandes series. Para la realización de preseries o series reducidas, pueden utilizarse moldes a partir de aleaciones de menor costo. Existen variantes de este proceso de moldeo por inyección: - Inyección de espumas estructurales termoplásticas: El proceso y maquinaria son similares pero se incluye una fase en el que a la resina se le incorpora un agente que produce gas y hace que el plástico se expanda en la cavidad del molde. - Moldeo por inyección de sandwich: en el que se introducen dos materiales termoplásticos generalmente espuma, reforzada o no, para el núcleo y un material con buen acabado superficial para las pieles. - Hollow Injection Molding: en el que se introduce N2 durante la inyección reduciendo la presión del moldeo. - Moldeo por compresión/inyección: el termoplástico es inyectado en un molde parcialmente abierto que luego es cerrado para la fabricación de la pieza. Se consiguen así menores presiones de inyección. - Layer Injection Molding: se inyectan dos o más materiales secuencialmente creando capas de material apiladas unas sobre otras.

4.15.5 Caracterización y modelado del proceso Las reacciones y el proceso que tiene el material dentro del molde en el momento de llenado y enfriamiento son muy complejos y no han sido completamente formulados hasta el momento. Estos fenómenos pueden tener una determinada influencia en las propiedades finales del producto moldeado.


1005

Considerando solamente el molde, un ciclo de inyección (figura 4.15.6) puede ser dividido en tres etapas: llenado, compactación y enfriamiento. En el instante t=0 un sensor de presión junto a la entrada registra una subida de presión. Cuando el material se extiende en el molde la presión crece gradualmente hasta que el molde se llena completamente (t=1). En este momento comienza la etapa de compactación y se comprime la mezcla hasta el instante t=2 para compensar el encogimiento que se producirá en el enfriamiento. Entre los instantes t=2 y t=3 se continúa la compactación introduciendo más material aprovechando que todavía no se han enfriado los conductos ni la entrada al molde. En el isntante t=3 ya no se introduce más material y cae la presión rápidamente hasta la presión atmosférica t=4. A partir de este instante t=5 se puede retirar la pieza del molde produciéndose un encogimiento adicional hasta que alcanza la temperatura ambiente t=6.

Figura 4.15.6 Diagramas P-t y PVT de un ciclo de inyección de un polímero amorfo En cualquier caso la figura anterior es cualitativamente correcta pero realmente cada punto tiene un historial distinto de la relación flujo-temperatura-presión y por lo tanto la microestructura y las propiedades de la pieza no son uniformes a lo largo de la pieza. [5] Así pues el flujo del material dentro del molde puede realizarse de varias formas y para un molde, dado el modelo de llenado, el resultado se ve afectado por la localización y el tipo de entradas u orificios. En la figura 4.15.7 se muestras diversas configuraciones de llenado.

Figura 4.15.7 Modelos de llenado de molde

1006


Utilizando una entrada en el centro se reduce el recorrido de flujo hasta casi la mitad y por lo tanto la presión necesaria para llenar el molde es más pequeña. Si se utilizan dos entradas en cada uno de los extremos se obtiene un efectos similar pero la zona donde los dos frentes de flujo se ponen en contacto suele dar peores propiedades. Por lo tanto cuestiones como si la unidad de inyección tiene capacidad para llenar el molde, donde se localizaran las líneas de unión «weldlines», si se espera aire atrapado o cual será el número adecuado de entradas de inyección, son de vital importancia para controlar el proceso de la inyección. Existen métodos simples de simulación derivados de la teoría de propagación de ondas que predicen la progresión del flujo conforme el molde está siendo llenado. En la figura 4.15.8 se muestran varios de estos resultados. En la figura A el flujo se divide tras encontrase en un núcleo. Cuando el flujo se une de nuevo tras el núcleo se crea una área entorno a la línea de unión en la que existe un diferencia en microestructura y propiedades respecto a la que tendría la pieza si no existiera el núcleo.

Figura 4.15.8 Simulación de llenado de molde En las figuras B y C se muestra dos simulaciones de llenado de molde en la que se presentan dos espesores distintos. Si se asume que el flujo tiene un comportamiento de flujo newtoniano isotermo, la velocidad del frente de flujo será proporcional al espesor del molde. Si se inyecta en el espesor mayor (B) el flujo primero llena la cavidad mayor, pues avanza más rápidamente, y luego llena la cavidad más estrecha. Si se inyecta en el espesor menor el flujo avanza en ambos espesores pero parcialmente vuelve a la zona de menor espesor. Para este tipo de flujos y para flujos no isotermos o no Newtonianos existen diversos programas que simulan el llenado de molde que pueden ser de gran utilidad para conocer bien el comportamiento reológico del polímero.

4.15.6 Aplicaciones Las aplicaciones del moldeo por inyección en termoplásticos reforzados con fibra de vidrio son muy variadas ya que en muchos casos han reemplazado a materiales convencionales como los metales, vidrio y compuestos termoestables reforzados. Las principales áreas de aplicación de este proceso son: - Electricidad y electrónica: circuitos integrados, interruptores, conectores, etc. - Industria: carcasas de bombas, componentes de válvulas, etc. - Automoción: unidades de aire acondicionado, componentes de piezas como frenos, etc. - Aerospacial: puertas de acceso, componentes eléctricos, etc.


1007

Sin embargo por sus propiedades no son aplicables como componentes estructurales aunque en la actualidad se utilizan en sistemas híbridos como núcleo siendo las pieles de fibra continua. [6]


D esde piezas pequeñas hasta de varios K g.


Buena calidad superficial

Espesores

Espesor variable

Aspecto

D os caras lisas


G randes

M olde

D e una o varias cavidades realizados en aceros de alta resistencia

M ano de obra


Ciclo

Ciclos cortos

Inversión

A lta


Semiproductos de tipo granulado a partir de fibras cortas

Ventajas

Características mecánicas en competencia con algunos metales y termoestables reforzados

Desventajas

N o es aplicable estructurales

para

componentes

Referencias 1.

2.

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4.

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6.

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4.16 Moldeo por estampación de termoplásticos reforzados

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4.16 MOLDEO POR ESTAMPACIÓN DE TERMOPLÁSTICOS REFORZADOS 4.16.1 Introducción Este proceso es conocido como Stamping y en Europa como TRE (Thermoplastiques Renforcés Estampables) o GMT (Glass Mat Thermoplastics). El estampado es uno de los procesos más utilizados en la fabricación de piezas de material termoplástico reforzado con fibra de vidrio. El proceso se alimenta de placas de termoplástico reforzado rígidas que pueden ser previamente calentadas para ser más maleables. Las piezas son transportadas hasta un molde donde son estampadas con una prensa. El auge de este proceso se debe fundamentalmente a la posibilidad de fabricar piezas de gran tamaño y complejidad con espesores variables y grandes volúmenes de producción. Se consiguen propiedades mecánicas capaces de competir con otros procesos como el SMC y materiales convencionales como el acero. Respecto al moldeo por inyección de termoplásticos reforzados explicado en el apartado anterior el estampado tiene la ventaja de poder fabricar piezas mayores con mejores propiedades mecánicas gracias a su mayor volumen de fibra.

1010


La duración del ciclo de estampado es corta. Nunca es superior a la que tendría la resina de la matriz sin el refuerzo ya que las fibras de vidrio y otros agregados no pasan por las etapas de fusión y solidificación y por lo tanto el calor recibido por el material y cedido luego al molde es menor. [1] El proceso de estampado tiene dos variantes: la estampación en estado sólido y la estampación en caliente. En principio no es aconsejable ningún trabajo de acabado con máquinas herramienta sobre piezas estampadas ya que pueden dejar al descubierto la fibra de vidrio.

4.16.2 Materias primas Los termoplásticos reforzados estampables utilizan semiproductos que son placas con refuerzos desde 13 mm. hasta fibras continuas. Estos semiproductos se fabrican a partir de matrices termoplásticas aunque las más utilizadas son resinas fluidas como los polímeros semicristalinos: el PP (polipropileno), PET (polietilentereftalato), PBT (polibutilenterflato), PC (policarbonato), etc. Los refuerzos son generalmente mats de hilos continuos, aunque en el caso de moldeo de piezas complejas, la resina se refuerza a partir de mats de hilos cortados, lo cual facilita su deformación. El porcentaje de refuerzo varía entre el 20 y el 40 %. Las fibras más utilizadas son las de vidrio aunque se pueden utilizar fibras de carbono, aramida y naturales. En la actualidad hay dos tipos significativos de fabricación de placas: Sistema de coextrusión En la figura siguiente se muestra un esquema del proceso de fabricación de placas termoplásticas reforzadas por coextrusión. Es un proceso continuo que se realiza generalmente siguiendo el principio de la coextrusión de una placa con dos láminas, una a cada lado de un refuerzo de mat de vidrio y un posterior calandrado del conjunto con objeto de hacer penetrar la resina fundida en su interior. La impregnación tiene lugar en una zona de calentamiento del laminador. La temperatura, presión y tiempo de residencia son los factores clave a ser controlados para obtener un buen mojado. La presión es bastante baja, entorno a 3.514 kg/cm2. El material después debe enfriar por debajo de la temperatura de transición vítrea (polímeros amorfos) y por debajo de la temperatura de cristalización (polímeros semicristalinos) para obtener suficiente rigidez en la lámina final. Finalmente la lámina se corta. [2]


1011

Figura 4.16.1 Sistema de fabricación por coextrusión Estos tipos de fabricación son en cualquier caso muy particulares y cada fabricante posee su propia técnica, que casi siempre está sujeta a patentes.

Figura 4.16.2 Sistema de coextrusión Sistema “vía papelera” Este sistema se basa en la técnica papelera. A partir de fibras y polímero en forma de polvo se crea una mezcla líquida con agua en un tanque. La pasta se bombea hasta una cinta transportadora donde el líquido se extrae mediante un filtro.

1012


Figura 4.16.3 Sistema “vía papelera” La mezcla toma la consistencia de una pasta a la que se aplica calor y presión, para eliminar la humedad, consiguiendo el laminado que se corta posteriormente en forma de placas. Las ventajas de este proceso son que se consigue una buena impregnación del composite tras la laminación siendo un proceso flexible a la utilización de polímeros de alta viscosidad.

Figura 4.16.4 Placa acabada por coextrusión (izda). Placa acabada por “vía papelera” (dcha.)

4.16.3 Proceso de estampación El principio de estampación en caliente consiste en estampar en un molde la placa termoplástica reforzada, previamente calentada a una temperatura cercana a la del punto de fusión de la matriz. En el estampado se utilizan normalmente matrices polímeras semicristalinas que pueden ser deformadas permanentemente a temperaturas entre la de transición vítrea y fusión. Los polímeros amorfos son demasiado rígidos para formas piezas estables bajo su temperatura de transición vítrea. [3]


1013

En primer lugar hay que definir bien cual es el tamaño y peso de la placa a estampar. La placa se transporta hasta un horno donde se calienta de forma homogénea por las dos caras. El calentamiento de las placas se consigue normalmente por medio de paneles radiantes infrarrojos siendo las temperaturas a conseguir dependientes del tipo de matriz (200ºC para el polipropileno, 300ºC para la poliamida). Una vez calentada la placa se introduce de forma rápida, manualmente o automáticamente por succión, en el molde para evitar al máximo la pérdida de calor. Si el material es muy viscoso se puede aumentar a temperatura del molde variando igualmente según la matriz, entre 20 y 60 ºC para el polipropileno y 100120ºC para la poliamida. Una vez en el molde la placa es estampada. La presión de moldeo depende del molde, del tamaño de la pieza y de la velocidad de aplicación de la presión pudiendo oscilar entre 10 y 41 MPa. La velocidad de prensado en caso de estampación en caliente tiene dos fases una rápida inicial y una lenta con mayor presión al cerrar el molde para que el tiempo de ciclo sea más corto. Ángulos muy agudos en el molde aumentan el tiempo de enfriamiento y solidificación del polímero. La superficie de las placas cortadas puede alcanzar los 4 m2, con espesores comprendidos entre 1 y 30 mm., aunque los espesores fuertes limitan las posibilidades de este procedimiento ya que cuanto mayor es el espesor más tarda la pieza en solidificar y más tiempo cuesta desmoldear. Los ciclos de moldeo por lo tanto dependen del diseño de la pieza y del espesor requerido (del orden de un minuto para espesores de 4 mm.). En resumen el método operativo consta de las fases siguientes: -

corte y pesada

-

precalentamiento de las placas

-

moldeo por compresión

Figura 4.16.5 Estampación de termoplásticos reforzados

1014


Figura 4.16.6 Detalle del llenado del molde en el momento de la compresión Las formas de las piezas son comparables a las que se consiguen con el SMC, siendo equivalentes las máquinas de moldeo (prensas) y los moldes. Las piezas tienen una densidad relativamente baja (entre 1.2 y 1.6 g/cm3), una excelente resistencia al choque, gracias a la estructura del mat de refuerzo a partir de fibras largas, y buenas características a temperaturas elevadas.[4] Existen otras alternativas de moldeo por presión a partir de placas con aplicaciones más específicas que la estampación. La diferencia principal entre estos procesos es la forma de aplicar la presión. Entre ellos destacan el termoconformado, la conformación flexible y la conformación con diafragma.

4.16.4 Aplicaciones Los principales campos de aplicación son varios pero destaca el sector de la automoción. - Automoción: soportes para parachoques, cámaras de insonorización, asientos, salpicaderos, baterías, partes de puertas, etc. - Equipamiento industrial: carcasas de válvulas, componentes de bombas, intercambiadores de calor, componentes de conducción como tuberías, tanques, cubiertas de engranajes, etc. - Aeronáutica: estructuras secundarias, respaldos de asientos, interiores de puertas, etc. - Equipamiento militar: cascos, frenos, blindajes, etc. - Otros: componentes eléctricos, de la industria del mueble, etc. En los componentes de automoción fabricados con estampación es usual someterlos a procesos de pintado alcanzando temperaturas de 149ºC. Polímeros cristalinos con temperatura de cristalización cercana a 149ºC no son adecuados por lo tanto debido al encogimiento que se produce en ellos como resultado de la cristalización. Los polímeros amorfos con temperaturas de transición vítrea por encima de 149ºC superan este problema de encogimiento. [5]


1015

4.16.5 Síntesis Form a de las piezas

Piezas de gran tam año y com plejidad Placas de hasta 4 m 2

C aracterísticas de las piezas

B uena calidad superficial

Espeso res

Espesor variable (2 a 30 m m .)

A specto

D os caras lisas

% refuerzo

20 % a 40 %


G randes volúm enes de producción

M ano de obra

Poca, no m uy cualificada

C iclo

C iclos cortos (1 m inuto)

In versión

A lta


Sem iproductos de tipo placa de m atriz polim érica sem icristalina con refuerzos de fibras o fibras continuas

V entajas

B uenas propiedades m ecánicas en com petencia con S M C B uena resistencia al choque B uenas propiedades a altas tem peraturas

D esventajas

N o se aconseja acabado con m áquina herram ienta

Referencias 1. R. B. Pipes, A. Carlsson, «Thermoplastic Composite Materials, Composite Materials Series», Volume 7, Ed. Elsevier 1991 2. P. Antequera, L. Jiménez, A. Miravete, «Los Materiales Compuestos de Fibra de Vidrio», 1991 3. Duilio D’Arsie, «Los Plásticos Reforzados con Fibras de Vidrio», Ed. Américalee, 1980 4. «Engineered Materials Handbook», Volume II Engineering Plastics, ASM International, 1988 5. N.D. Simons, «Compresion Molding, Modern Plastics Encyclopedia», Vol. 54 (Nº 10A), 1978 6. Cantwell, W. J “The influence of stamping temperature on the properties of a glass mat thermoplastic composite” Journal of Composite Materials v 30 no11 1996 p.1266-81.

0-1 bares (con bolsa de vacío)

10 bares

Propiedades mecánicas ↓↓, espesores y fracción F/M variables, coste laboral ↑ Propiedades mecánicas ↓, costes de maquinaria elevador

No presenta limitaciones en cuanto a formas y dimensiones de la pieza

Series muy largas

Alta calidad

Método de Proyección

RIM, RRIM Y SRIM

Prensa en caliente

Costes de maquinaria y utillaje elevados

1 bar (con bolsa de vacío) -7 bares

Series medias

1-10 bares

1-5 minutos 15%-40% 5-20 minutos 20%-40%

200 ºC 1p 200 ºC 5-10 p

5-10 p

15%-30%

5 horas-50 horas

20%-60%

3-5 p Ambiente100 ºC

5 horas-7 días

250 ºC

30%-50%

Libertad de formas y dimensiones, propiedades mecánicas↑, costes ↓

5-30 metros/min

4-6 p

RTM

No hay presión

20%-60%

1-5 minutos

1-5 minutos 10%-20%

Ciclo/rango Vf

180 ºC

Únicamente puede fabricarse perfilería

Proceso continuo automatizado, propiedades mecánicas↑, costes ↓

10 bares

Pultrusión

Termo conformado 200-400 ºC

Series muy largas

Inyección Propiedades mecánicas ↓, coste de maquinaria muy elevado

Máx T/viscosidad

Series muy largas

Máx presión

200-400 ºC

Inconvenientes Propiedades mecánicas ↓, coste de maquinaria muy 300-3000 bares elevado

Ventajas

Prensa

Maquinaria de inyección y prensa

Máquina de proyección

Maquinaria de transferencia de resina

Maquinaria de pultrusión

Prensa y horno

Máquina de inyección

Maquinaria

El molde y contramolde metálicos calentados

Molde y contramolde metálicos

El molde es una única pieza en vidrio/poliéster o metálica

Molde y contramolde metálico (presión ↑) o MC (presión ↓). También con bolsa de vacío

Molde y contramolde metálicos calefactados

Molde y contramolde metálicos o contramolde de caucho

Molde y contramolde metálicos

Utillaje

1016 Capítulo IV. Procesos

4.17 RESUMEN DE PROCESOS

No hay presión

No hay presión



Coste de materia prima elevado Elevados costes de maquinaria, series cortas

Mal acabado exterior Propiedades mecánicas ↓, espesores y fracción F/M variables, coste laboral ↑

Ideal par series muy largas

Ideal para series muy largas

Propiedades mecánicas ↑↑, espesores y fracción F/M exactos

Proceso automatizado, superficie exterior lisa

Proceso automático, propiedades mecánicas↑

No presenta limitaciones en cuanto a formas y dimensiones de la pieza

BMC

SMC

Preimpregnación/ vacío

Centrifugación

Enrollamiento

Método de contacto

No hay presión

-10 bares

1 bar (con bolsa de vacío)

40-80 bares. Fuerza de cierre: 15002500 T

100 bares. Fuerza de cierre. 15002500 T

1-5 bares

Propiedades mecánicas ↓, ciclo de moldeo largo

Dos caras lisas, mano de obra no importante, inversiones bajas, preforma

Prensa en frío

Máx presión

Inconvenientes

Ventajas

1-24 horas

Ambiente100 ºC

10-15 p

Ambiente100 ºC

3.5-15 p

Ambiente200 ºC

20%-40%

5 horas-7 días

40%-65%

1-24 horas

20%-50%

50%-70%

5-10 p

2 horas-10 horas

5-10 p

20%-50%

400 ºC

1-10 minutos

120-160 ºC

20%-40%

100-1000 p

1-10 minutos

200 ºC

20%-40%

100-1000 p

5-10 minutos

5-10 p

Ciclo/rango Vf

100 ºC

Máx T/viscosidad

No se requiere maquinaria

Máquina de enrollamiento

Maquinaria de centrifugación

Autoclave, horno

Prensa y dispensador de SMC y corte

Prensa y dispensador de BMC y corte

Prensa de acción rápida

Maquinaria

El molde es una única pieza en MC, madera, escayola o metálica

El molde es una pieza cilíndrica en metal, madera, epoxi, yeso o sal fundible

El molde es una pieza cilíndrica metálica

El molde es una única pieza en pre-impregnado o metálica

Molde y contramolde calentados metálicos

Molde y contramolde calentados metálicos

El molde y contramolde son de vidrio/poliéster o metálicas

Utillaje

4.17 Resumen de procesos 1017

1018


4.18 MECANIZADO 4.18.1 Técnicas de mecanizado y taladrado en materiales compuestos Aunque los materiales compuestos tienen mejores propiedades físicas e incluso mecánicas que la mayoría de los materiales convencionales, presentan ciertas dificultades en la obtención de bordes mecanizados y agujeros taladrados. La obtención de un mecanizado o taladrado correcto en un material compuesto depende únicamente del tipo de fibra de refuerzo, siendo totalmente independiente de la resina de la matriz. Por lo tanto, las herramientas de mecanizado, corte y taladrado, y los ratios y velocidades de desbaste que se presentan en este apartado son aplicables igualmente a materiales compuestos sobre resinas termoplásticas, bismaileimida, poliimida, epoxi, poliéster y viniléster. Los materiales compuestos de carbono y aramida, que están siendo profusamente usados en áreas de gran compromiso tecnológico (aplicaciones aeronáuticas, espaciales, alta competición, etc.) debido a su excelente comportamiento estructural y a sus altas propiedades físicas, presentan una serie de problemas importantes a la hora de ser mecanizados o taladrados para efectuar uniones. Los problemas más habituales que presentan son: -Delaminaciones superficiales: Separación de láminas en la zona de entrada y salida de la herramienta de corte. (figura 4.18.1) [1]

4.18 Mecanizado

1019

Figura 4.18.1 Zona de salida del taladro en un tejido de aramida-epoxi -Delaminaciones interiores: Separación de láminas internas del material debido a un procesado incorrecto. -Extracción de fibra/resina: Separación de porciones de fibra o resina localizadas en el eje de mecanización o en el agujero taladrado. (figura 4.18.2) [1]

Figura 4.18.2 Separación de una porción superficial de resina debido a mecanizado Además de estos problemas, el grafito provoca excesivo desgaste en la herramienta de corte debido a su carácter abrasivo. Para minimizar este efecto se usan herramientas hechas con carburo de tungsteno (C-2) o con filete diamantado pero esto requiere una coordinación muy precisa entre los ratios de desbaste y la velocidad de trabajo para obtener piezas de calidad y alta productividad. 4.18.1.1 Técnicas de mecanizado La mayoría de las piezas de materiales compuestos se fabrican de forma que se alcance la forma final de la pieza sin necesidad de muchas operaciones de desbaste o acabado, puesto que esto incrementa

1020


fuertemente el precio final de la misma. La técnica más útil de mecanizado para piezas de material compuesto es la operación de corte incluyendo en la misma las operaciones de acabado hasta la obtención de la pieza final. En este apartado se describen las operaciones usuales de corte de materiales compuestos. En apartados posteriores, se describen técnicas más avanzadas como son el corte por proyección de chorro de agua, el corte por láser y el corte mediante ultrasonidos. Las herramientas usuales de corte y acabado de una pieza de materiales compuestos son: sierras circulares, cortadoras irregulares y herramientas abrasivas. Las sierras circulares con perfil diamantado usadas en equipos portátiles son útiles para cortes rectos y tienen larga vida útil, además de bajo coste. Además, se obtienen buenos acabados superficiales. Las cortadoras de carburo de tungsteno o recubiertas de diamante son muy efectivas para la obtención de buenos acabados y para la realización de cualquier operación de corte, aún siendo éste muy irregular. Las herramientas abrasivas se usan igualmente para operaciones de corte y acabado. Ejemplos de estas herramientas son los tambores de arena, discos ,cinturones y papeles abrasivos (tabla 4.18.1). [1] Tabla 4.18.1 Parámetros para el corte y mecanizado de materiales compuestos

Operación

Líneas Rectas

Equipamiento Sierra Neumática

Tipo de Herramienta Sierra Circular Diamantada

Velocidad de Corte (m/s) 60-90

Sierra de Mano

Sierra de carburo/diamantada

Líneas Irregulares

Sierra de Mano

Sierra de carburo/diamantada

10-15

Biselados

A Mano

Tambor abrasivo

-

Operaciones de Acabado

Taladro de Mano

Disco/Papel Abrasivo

5-60

10-15

4.18.1.2 Técnicas de Taladrado La realización de agujeros es una actividad muy importante en la fabricación de uniones mecánicas estructurales tanto en aeronaútica como en cualquier aplicación industrial de los materiales compuestos. La calidad de los agujeros es un parámetro clave en la vida de una unión mecánica. Caraterísticas de un agujero como son su redondez, su simetría axial, la existencia de ondulaciones, etc. son parámetros que determinan la posible aparición de una concentración de tensiones en la unión que pueden provocar su fallo prematuro. Para evitar estos problemas se han desarrollado métodos y procesos para la realización de agujeros de calidad que aseguren la vida de diseño de las uniones mecánicas. TALADRADO DE MATERIALES COMPUESTOS DE FIBRA DE CARBONO Debido a que los agujeros realizados en laminados de fibra de carbono tienden a generar astillados en los mismos en las zonas de entrada y salida de la herramienta se suelen realizar laminados adicionales en las zonas donde se deseen realizar agujeros. Sin embargo este proceso es muy costoso y además no elimina completamente el problema de astillamiento del material en el agujero cuando se taladra con herramientas convencionales.

4.18 Mecanizado

1021

Con objeto de evitar los laminados de apoyo se ha diseñado una herramienta de taladrado con geometría apuntada que incorpora el avellanado del agujero de forma que se elimine el astillado producto del proceso. Esta herramienta se puede observar en la figura 4.18.3. Se han realizado experimentos con esta herramienta sobre un laminado de 12.7 mm , una velocidad de rotación de 2.800 rpm, ratio de desbaste de 0.04 mm/rev y refrigerante en forma de spray ligero inyectado a una presión de 550 kPa, obteniéndose agujeros de gran calidad. En la tabla 4.18.2. se presentan las velocidades y ratios de desbaste recomendados para una serie de espesores de laminados de fibra de carbono. (tabla 4.18.2) [1]

Figura 4.18.3 Herramienta para la realización de agujeros avellanados en materiales compuestos de grafito Tabla 4.18.2 Parámetros para el taladrado de materiales compuestos de carbono

Diámetro del Agujero(mm)

Velocidad del taladro(rpm)

Profundidad/revolución

3.967

2800

0.025-0.04

4.763

2800

0.025-0.04

6.35

2800

0.025-0.04

7.93

1800

0.045-0.055

9.525

1800

0.045-0.055

(mm/rev)

TALADRADO DE MATERIALES COMPUESTOS DE FIBRA DE ARAMIDA El taladrado en este tipo de materiales frecuentemente ocasiona delaminaciones superficiales, y en ocasiones roturas muy locales en las cercanías del agujero en forma de fragmentos. Además del daño mecánico ocasionado al material, estos fragmentos deben ser extraídos para poder obtener un agujero limpio, lo que incrementa el tiempo de operación y por tanto el coste de la pieza. Para obtener un agujero con una buena tolerancia en diámetro y sin roturas locales se requiere un procedimiento de taladrado en el que las fibras de aramida sean precargadas con una carga de tracción inicial y luego cortadas mediante una carga de cortadura. Para una herramienta que rota, este requerimiento implica que el perfil de corte del taladro tenga forma de C para cortar desde el exterior del agujero hacia el interior.El taladro diseñado para efectuar este proceso es una herramienta con forma apuntada, para centrar el agujero y evitar los problemas iniciales de guiado, y tiene radialmente forma de C apuntada para efectuar el corte de las fibras.

1022


Se han realizado experimentos sobre laminados de fibra de aramida de 3.18 mm. El diámetro del agujero realizado es de 6.35 mm. El resultado óptimo se dio para una velocidad de 5000 rpm y un ratio de desbaste de 0.03 mm/rev. El taladro usado se puede observar en la figura 4.18.4 [1] y los agujeros obtenidos en la figura 4.18.5 [1].

Figura 4.18.4 Taladro óptimo para la realización de agujeros en materiales compuestos de aramida

ENTRADA

SALIDA

Figura 4.18.5 Agujeros producidos en un tejido de aramida-epoxi con la anterior herramienta El problema de las roturas locales también se da en la operación de avellanado del agujero. La herramienta que optimiza este proceso tiene forma radial de S con inclinación positiva respecto al agujero. TALADRADO DE APILAMIENTOS DE DISTINTOS MATERIALES La realización de agujeros en estructuras híbridas, como apilamientos de láminas de carbono con láminas metálicas, es muy usual en el mundo de los materiales compuestos. Actualmente existen varios métodos para la realización de agujeros de calidad a un coste razonable en este tipo de estructuras aunque son dos los más usuales. El primero de ellos es el taladrado intermitente, que realiza el agujero en dos o más pasos, y el otro es el taladrado directo, que realiza el agujero en un sólo paso, aunque sólo se utiliza para piezas con un espesor inferior a 25 mm o que tengan espesores de titanio o acero de un espesor inferior a 5mm. Para prevenir problemas asociados con la entrada y salida de la herramienta en este tipo de materiales como son delaminaciones superficiales o roturas locales en la zona del agujero se deben usar laminados de apoyo. Estos laminados pueden incluirse de forma local en la zona donde se realice el agujero o de forma global en toda la pieza en cuyo caso se suelen usar laminados de fibra de vidrio.

4.18 Mecanizado

1023

1. Taladrado intermitente: Los procesos convencionales de taladrado no consiguen generar agujeros de calidad en apilamientos usuales en la industria aeronáutica de alto espesor de titanio-carbono-aluminio a un coste razonable. Estos procesos usan atmósferas refrigerantes que hacen que el titanio en el proceso de corte se astille y que el carbono se mezcle con los líquidos refrigerantes generando lodos que junto a las astillas de titanio impactan con la herramienta. Esto genera agujeros fuera de tolerancia y rotura prematura de la herramienta de taladrado. Para evitar estos problemas se ha desarrollado este método con el que se obtienen agujeros de alta calidad dimensional a un coste inferior al de los procesos convencionales. El taladrado intermitente es un proceso de taladrado de agujeros profundos sin refrigerante. El taladro penetra en el material una cierta profundidad, que puede ser ajustada por el usuario, y entonces se retira del agujero para limpiar las virutas generadas y disipar calor. Seguidamente vuelve a entrar al agujero y repite la operación hasta que se completa el espesor del material. El proceso descrito está esquematizado en la figura 4.18.6. Se han realizado ensayos de este método para obtener los parámetros óptimos para todas las combinaciones de carbono-titanio-aluminio obteniéndose que el ratio de desbaste óptimo varía entre 0.0025 y 0.305 mm/rev, y que la velocidad de desbaste es de 550 rpm aunque se pueden obtener velocidades superiores cuando el apilamiento no contiene materiales duros como acero o titanio. Todos los agujeros fueron realizados en seco, usando taladros apuntados con punta de carburo [1].

Figura 4.18.6 Taladrado intermitente Tras el proceso de taladrado intermitente siempre debe ir una operación de acabado y avellanado del agujero. 2. Taladrado y avellanado directo o en un paso: Este procedimiento es más efectivo que el anterior desde un punto de vista productivo aunque sólo se puede usar para apilamientos inferiores a 25 mm o que contengan láminas de titanio o acero inferiores a 5 mm. Con este procedimiento se taladra, se realiza el acabado y avellanado en un solo paso. Mediante un dispositivo de amarre y guiado se une la máquina a la pieza donde se efectúa el agujero, lo que asegura un agujero de calidad a un coste bajo. En la tabla 4.18.3. se muestran los parámetros típicos de operación para distintos espesores en apilamientos de carbono-aluminio o carbono-titanio (ó acero).

1024

Capítulo IV. Procesos Tabla 4.18.3 Parámetros para el taladrado y avellanado en un paso Material

Diámetro Agujero (mm)

Velocidad Taladro(rev)

Profundidad/Revolución (mm/rev)

Grafito/Aluminio

3.967

2800

0.025-0.04

Grafito/Aluminio

6.35

2800

0.025-0.04

Grafito/Aluminio

9.525

1800

0.045-0.055

Grafito/Titanio o Acero

3.967

400

0.1-0.15


6.35

400

0.1-0.15


9.525

400

0.1-0.15

4.18.2 Técnicas avanzadas de corte de materiales compuestos 4.18.2.1 Corte mediante proyección de chorro de agua y mediante proyección de chorro de agua abrasivo El corte mediante proyección de chorro de agua es un sistema de corte relativamente moderno que ofrece en muchas ocasiones ventajas sobre los sistemas convencionales e incluso sobre los láser. El corte mediante proyección de chorro abrasivo de agua está especialmente indicado para materiales no homogéneos que tienen naturaleza abrasiva y que por tanto tienden a dañar las herramientas de corte, o para materiales que generan polvo o humo al cortarlos, o para aquellos materiales que son muy sensibles a las altas temperaturas que se generan cuando se usa los métodos convencionales de corte. Además se tiene la ventaja de poder cortar formas complejas. El corte mediante proyección de chorro de agua no abrasivo está indicado para materiales no-metálicos como plásticos, materiales compuestos de bajo espesor, cuero, poliuretano, etc. con las ventajas de rapidez, precisión, limpieza y no distorsión del corte. El principio de este tipo de corte radica en la proyección de un flujo de agua a una presión superior a los 410 MPa que se hace pasar a través de un orificio, cuyo diámetro oscila entre 0.8 mm y 7.6 mm, para formar el chorro a presión que produce el corte del material. El fluido es previamente filtrado hasta una longitud de grano de 0.5 µm, y bombeado en pequeños volúmenes, típicamente entre 4 y 8 L/min. El chorro de agua es bombeado a velocidades superiores a los 850 m/s. El método de chorro de agua a presión abrasivo incluye en el chorro impulsado un material abrasivo. El material abrasivo es introducido en el chorro de agua en una cámara de mezcla y desde allí se pasa a la boquilla donde es acelerado y proyectado junto con el chorro de agua sobre el material a cortar. (figura 4.18.7) [1]

4.18 Mecanizado

1025

Figura 4.18.7 Principio de operación de la boquilla del sistema de corte mediante chorro de agua abrasivo a propulsión Las principales ventajas que se derivan del uso de este método son: -El corte puede ser iniciado en cualquier punto de la pieza si se toman ciertas precauciones. Debido a que los materiales compuestos delaminan en el área alrededor de la penetración inicial, se recomienda que se active el chorro fuera del material y sea guiado hasta el punto donde se quiere comenzar el corte. -Este sistema no genera zonas afectadas térmicamente en las inmediaciones del corte debido a que las temperaturas que alcanzan los materiales son muy bajas. Además genera un nivel de humos y gases muy bajo. -No se necesita ningún tipo de utillaje de amarre de la pieza porque se imponen fuerzas de poca magnitud sobre la misma. Habitualmente un apoyo simple con pesos mantiene la pieza en su posición. Las principales desventajas que se derivan del uso de este método son: -El principal problema de este sistema son los altos niveles de ruido que genera debido a la unión brusca del aire con el chorro de agua a gran velocidad que sale de la boquilla. -Este sistema necesita de un mecanismo que filtre el agua y la acondicione para reducir el desgaste del equipo y aumentar la vida útil del mismo. -Cuando se cortan materiales compuestos el chorro puede producir zonas delaminadas si se generan presiones internas al laminado por pérdida del flujo de abrasivos o por usar una velocidad de propulsión insuficiente.

1026


Cuando se usa el corte mediante chorro de agua abrasivo, el flujo de agua tiende a curvarse un cierto ángulo con respecto a la dirección de corte. Este efecto se hace más pronunciado a medida que aumenta el espesor del material a cortar. La distancia entre la boquilla y el material afecta tanto a la capacidad de corte como a la calidad del borde de corte. Características de corte Los principales parámetros que se deben tener en cuenta para realizar el corte de una pieza son el tipo de material y el espesor del mismo. En función de estos parámetros se regula el flujo de fluido de corte, el diámetro del orificio de salida de la boquilla, la distancia de la boquilla a la pieza y la presión del flujo proyectado. Además en el caso de flujo abrasivo, también es importante en la eficiencia del corte la cantidad de abrasivo incorporada al flujo. El material cortado es extraído de la pieza mezclado con el chorro de agua en ambos métodos. El corte se acompaña de un proceso de erosión o cortante sobre el material. En el sistema de corte de proyección de chorro abrasivo cada grano que acompaña el chorro de agua es desgastado en el impacto con el material que se pretende cortar por lo que se reduce su eficiencia de corte y no puede volver a ser usado. Otra consideración de importancia en el corte mediante chorro de agua abrasivo es la terminación de la superficie de corte, que está determinada por el tamaño de grano del material abrasivo y también por el tipo de material que se está cortando. En la tabla 4.18.4 [1], se presentan las velocidades de corte recomendadas para varios materiales y varios espesores aunque lo habitual es la realización de ensayos individualizados para cada aplicación. Tabla 4.18.4 Parámetros de corte de materiales compuestos mediante chorro de agua abrasivo a presión

Material

Material Compuesto de grafito/aramida/vidrio sobre cualquier resina

Espesor (mm)

Velocidad de Corte (m/min)

3.2

1.6

6.4

0.75

12.7

0.46

19.1

0.3

25.4

0.13

Ambos sistemas de corte generan anchuras de corte aproximadamente 0.025mm superiores al diámetro del orificio de salida para distancias entre boquilla y pieza no superiores a los 3.2 mm. Aplicaciones Ambos sistemas de corte tienen aplicaciones distintas, aunque ambos son utilizados de forma general parta materiales tales como metales ligeros de bajo espesor y algunos materiales compuestos. El sistema de corte mediante proyección de chorro de agua no-abrasivo es aplicado a materiales con un límite de fluencia de 80 MPa o inferior y con un espesor muy bajo siendo este parámetro el que más limita el uso de este sistema de corte.

4.18 Mecanizado

1027

El sistema de corte abrasivo permite el corte de cualquier tipo de material, pero es más frecuentemente usado para materiales de alta densidad, especialmente para cualquier material metálico y prácticamente cualquier material compuesto. 4.18.2.2 Corte mediante láser El corte mediante láser está comenzando a ser usado para el corte de una amplia gama de materiales compuestos, sobre todo cuando se pretenden conseguir formas complejas. El método de corte mediante láser es un sistema de corte térmico con ausencia de contacto entre el mecanismo y la pieza. El no-contacto permite cortes complejos de materiales poco rígidos simplificando el montaje de amarre del material. La naturaleza térmica del proceso limita su uso cuando la degradación térmica en la zona de corte es inaceptable. Los láser habitualmente usados para el corte de composites son los de CO2. Estos láser operan por excitación eléctrica de moléculas de CO2 que emiten luz en el medio de la franja de infrarrojos. La energía de salida típicamente usada para estos sistemas oscila entre 500-1500 W aunque existen sistemas que pueden alcanzar los 9kW. El corte mediante láser es considerado un proceso térmico porque parte de la luz emitida por el sistema activo (CO2) sobre el material a cortar es absorbida por éste incrementando fuertemente su temperatura en la zona de corte provocando fusión, vaporización y descomposición del material. Los láser son fuentes de energía útiles para el corte porque emiten gran cantidad de energía en forma de luz y ésta es concentrada sobre las zonas deseadas produciendo cortes limpios y rápidos. Un láser de CO2 de 1500 W emite un punto de luz cuya densidad de energía en el centro de la misma es de 4x107 W/m2. Esta densidad de energía es suficiente para descomponer la mayoría de los materiales orgánicos y algunos metálicos, pero no es suficiente para la realización del corte. El corte eficiente se obtiene usando lentes o espejos para concentrar la energía. Usando un sistema de lentes apropiado se pueden obtener densidades de energía en la zona de corte de 1x1011 W/m2 que hacen que se descomponga el material en microsegundos y que se vaporice cualquier material orgánico [1]. Al reducir el diámetro del haz también se reduce la anchura del corte a longitudes inferiores a los 0.1 mm, con lo que se obtienen cortes más precisos. El corte mediante láser se acompaña usualmente de un flujo de gas que elimina el material sobrante del corte y protege las lentes focalizadoras. El gas usado para la mayoría de los materiales orgánicos es aire, mientras que para la mayoría de los materiales metálicos es oxígeno y argón para materiales como el titanio para evitar la generación de óxidos en la zona de corte. Los láser de CO2 son generalmente usados en el corte de tejidos de fibra de vidrio y de aramida. El corte se produce mediante vaporización del material de la zona de corte. El calor que se genera en esta vaporización funde los extremos de las fibras de vidrio (las fibras de aramida no funden porque la temperatura no alcanza los 1100 ºC) e impide el deshilachado del material en el eje de corte. El calor generado por el sistema de corte láser genera cierto curado de la resina del borde y la longitud de este borde depende del tiempo empleado en cortar el material. Una velocidad típica para el corte de la fibra de vidrio es de 250 mm/s lo que genera menor

1028


zona afectada térmicamente que una velocidad de 75 mm/s, que es más típica del corte de carbono. Por ello, el corte mediante láser de tejidos de carbono o preimpregnados no está recomendado, y sí lo está para tejidos de fibra de vidrio y aramida hasta profundidades de corte de 6 mm. En la figura 4.18.8 se presenta un cabezal de corte láser de CO2 con lentes focalizadoras y asistido con un flujo de gas. En la figura 4.18.9 se presenta un conjunto de agujeros limpios de 3.2mm de diámetro realizados a una placa de aramida-epoxy de 2 mm de espesor [2].

Figura 4.18.9 Agujeros realizados m ediante láser en un laminado de aramida-epoxi Figura 4.18.8 Sistema de corte m ediante láser CO2

4.18.2.3 Corte mediante ultrasonidos Los sistemas de corte mediante ultrasonidos usan una cuchilla que vibra a frecuencia ultrasónica superior a los 20.000 ciclos/s y es capaz de cortar a velocidades superiores a 1000 mm/s [2]. Un sistema informático controla el ángulo, la profundidad y la precisión del corte y minimiza el daño sobre el material y sobre la cuchilla. Este sistema de corte es capaz de realizar cortes sobre geometrías complejas si están montados sobre máquinas de control numérico (CNC) que controlan el guiado de los cabezales de corte sobre planos x-y. Las mínimas tolerancias de corte obtenidas con este sistema son de +/- 0.0125 mm, y las profundidades máximas de corte son de 25 mm para laminados de carbono, vidrio y aramida, y hasta 50 mm para el corte de estructuras sandwich.

4.18.3 Rebarbado La operación de rebarbado es habitual en el acabado de piezas de materiales compuestos que presentan rebabas o zonas con exceso de material que ha de ser extraido.

4.18 Mecanizado

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Para piezas reforzadas con vidrio o carbono se recomienda el uso de herramientas de carburo cementado, de diamante policristalino (PCD) o de carburo de tungsteno recubierto de diamante (DCC), que tengan múltiples filos de corte. Las herramientas DCC tienen una vida útil 50 veces más larga que las herramientas de carburo cementado y casi 2 veces más larga que las de PCD [3]. La fuerza de corte necesaria, así como la calidad de la superficie acabada, depende de la orientación de las fibras en el material. Cuando las fibras se orientan a 45º de la dirección de corte se obtienen los peores acabados ademas de necesitarse mayor fuerza de corte. Para aquellos materiales compuestos reforzados con fibra de aramida las herramientas que han dado los mejores resultados son las que tienen hélice invertida y producen fuerzas alternantes a través de toda la superficie de corte. Se han desarrollado dos herramientas de rebarbado para estos composites usando el principio de corte de las fibras más externas y siguiendo hacia el interior del material hasta donde se desee.En la figura 4.18.10. se observa la herramienta de hélice invertida que se usa habitualmente para secciones gruesas o para paneles sandwich, mientras que la herramienta con ranura en V (figura 4.18.11. y 4.18.12.) está diseñada para laminados de bajo espesor [3]. Con ambas herramientas, el alineamiento del laminado con el centro de la ranura o el centro de las hélices invertidas es crítico y difícil de conseguir si se realiza manualmente.

Figura 4.18.10

Figura 4.18.11 Vista desde arriba de la herramienta de rebarbado con ranura en V

Figura 4.18.12 Vista de la herramienta de rebarbado con ranura en V

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4.18.4 Rectificado El rectificado se realiza sobre piezas acabadas de materiales compuestos con objeto de obtener superficies de alta calidad. Un rectificado no controlado de una pieza puede generar en esta daños muy importantes. Se han realizado estudios sobre piezas de vidrio-epoxi unidireccional obteniéndose que existen dos modos de fallo habituales de las fibras de vidrio generados por el proceso de rectificado [3]. Para orientaciones entre 0 y 60º, los granos del útil de rectificar oradan las fibras, lo que genera una separación de fibra-matriz en una profundidad considerable así como una rotura total de la fibra. Cuando la orientación de la fibra varía entre 90 y 180º la herramienta de rectificar hace que las fibras sobresalgan de la superficie final de la pieza.

4.18.5 Mecanizado mediante electrodescarga o electroerosión El mecanizado mediante electrodescarga es un proceso versátil para mecanizar formas complejas en materiales conductores de la electricidad. Existen dos tipos de mecanizado mediante descarga [3]: - Troquel sumergido: Con este método la pieza y el troquel son sumergidos en un líquido dieléctrico. El troquel es uno de los electrodos, y tiene la forma de la cavidad que se desea realizar en la pieza. Suele estar fabricado en latón o en cobre. El otro electrodo es la propia pieza que se desea mecanizar. Cuando se aplica voltaje y se acerca el troquel a la pieza se comienza a eliminar material por la erosión generada por la descarga eléctrica, y se genera de forma simétrica en la pieza la forma del troquel. Se suele hacer vibrar a la herramienta para favorecer la recirculación del electrolito. Se suele aplicar una tensión de 120 V, mientras que se usan intensidades de 6, 1 y 0,333 A para condiciones de mecanizado basto, medio y fino, respectivamente. -Cable-Electrodo: Mediante un método análogo al descrito anteriormente se generan superficies de corte sobre el material en la trayectoria que describe el cable. Se define la velocidad específica Vw como el producto entre la velocidad de corte y la longitud de cable involucrada en el proceso de corte. Este parámetro es un indicador del funcionamiento del proceso teniendo en cuenta el tipo de material de la pieza, el espesor de la misma así como la geometría del corte. El método de troquel sumergido se ha usado para mecanizar un compuesto de matriz de aluminio reforzado con whiskers de carburo de silicio (SiC/Al) con un 15% y un 25% en volumen de refuerzo. La velocidad de eliminación de material (MRR) y la velocidad de desgaste del electrodo (EWR) aumentan con la intensidad aplicada. El tiempo de mecanizado del material con el 25% de refuerzo es prácticamente el doble que el necesario para mecanizar el material con el 15% de refuerzo. El mecanizado mediante electrodescarga de cable-electrodo se usa para el corte de piezas de compuestos cerámicos, en cuyo proceso se alcanzan velocidades específicas en el rango de 0-120 mm2/min. Para poder aplicar este procesos a materiales cerámicos, éstos han de tener una conductividad uniforme para que el proceso de electrodescarga sea estable y no se produzcan fracturas en las piezas. Este proceso también se usa en laminados de carbono/epoxy puesto que el carbono es conductor de la electricidad.Son habituales para este material voltajes de 100v y corrientes entre 0.5-5A. En todo caso se deben usar intensidades de corriente bajas para evitar incrementos de temperatura en el material que provoquen fusiones en el mismo, así como delaminaciones, cambios de forma de las fibras etc.

4.18 Mecanizado

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4.18.6 Mecanizado mediante chispa electroquímica El mecanizado mediante chispa electroquímica es un proceso análogo al mecanizado mediante electrodescarga que se puede aplicar a materiales que no sean conductores de la corriente eléctrica. Por lo tanto los laminados de vidrio y aramida pueden ser mecanizados mediante este proceso. En este proceso, dos electrodos son colocados en un tanque lleno con un electrolito que puede ser una solución acuosa de NaCl o NaOH. La herramienta es el cátodo(-) que puede ser un troquel o un cable arrastrado como en el mecanizado mediante electrodescarga. Cuando se aplica una corriente eléctrica se forman burbujas de hidrógeno en la superficie del cátodo y comienzan a producirse las chispas entre estas burbujas, pero no entre los electrodos. La pieza se mantiene a una distancia fija del ánodo (50 mm) y entonces es llevada cerca del cátodo en donde gracias a la generación de chispa entorno al mismo se produce el efecto de mecanizado. El mecanismo para el desbaste de material es la fusión y la vaporización del mismo además de la erosión mecánica debida a la cavitación de las burbujas de gas al impactar con el material. Para el mecanizado de laminados de vidrio-epoxi se usan voltajes entre 60 y 80 v [3]. A medida que se aumenta el voltaje se genera mayor energía de descarga, mayor velocidad de formación de burbujas y por tanto mayor ratio de desbaste. El ratio de desbaste también aumenta con la conductividad específica del electrolito pero desciende a medida que aumenta el volumen de fibra en el material. Dos importantes factores que deben ser controlados son la distancia entre el ánodo y el cátodo y la distancia entre la herramienta y la pieza. Este proceso ha sido usado con éxito para el mecanizado de agujeros ciegos en laminados de kevlarepoxy [3].

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4.18 Mecanizado

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4.19 Reparaciones

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4.19 REPARACIONES 4.19.1 Introducción En una estructura de material compuesto es posible encontrar muy diversos tipos de defectos o daño. El daño puede aparecer durante la vida de servicio de la estructura como resultado de la acumulación de daños menores asociados a las cargas a las que la estructura está normalmente sometida, como resultado de cargas puntuales fuera de los límites para los que la estructura ha sido diseñada, o también como consecuencia de impactos o determinadas condiciones ambientales. Es posible también que deficiencias en el proceso de fabricación den lugar a defectos en el material, como pequeñas zonas delaminadas o zonas con mala impregnación de la fibra. El objetivo de la reparación es restaurar la integridad estructural del componente dañado y asegurar su correcto comportamiento bajo las cargas de servicio correspondientes. El tipo de reparación a emplear en cada caso viene determinado fundamentalmente por los siguiente factores: - tipo de componente dañado - requerimientos estructurales de la reparación - requerimientos funcionales de la pieza reparada - requerimientos de calidad superficial de la reparación - posible necesidad de realizar la reparación in-situ

1036


Las distintas técnicas de reparación que van a presentarse a continuación tienen su origen en el sector aeronáutico, aunque ello no les resta generalidad ni impide su aplicación en el resto de campos de aplicación de los materiales compuestos.

4.19.2 Evaluación de la necesidad de reparación Cuando se detecta un daño en una estructura de material compuesto, y tras su posterior caracterización por medios no destructivos (inspección visual, radiografía, ultrasonidos) es necesario evaluar en primer lugar si el daño representa un problema que ha de resolverse o si puede despreciarse. En el primer caso, será después necesario establecer la posibilidad de la reparación, o si por el contrario, razones estructurales, funcionales o económicas aconsejan reemplazar la totalidad del componente dañado. La necesidad estructural de reparación debe evaluarse de acuerdo al tipo de requerimiento básico al que responda la pieza: resistencia, rigidez o estabilidad. Estos requerimientos deben considerarse también a la hora de seleccionar el procedimiento de reparación. En los casos en los que el nivel de daño detectado no afecte a la integridad estructural es imprescindible, antes de descartar la necesidad de reparación o sustitución del componente, evaluar el posible crecimiento de ese daño bajo las cargas a las que la estructura va a estar sometida durante el resto de su vida de servicio. Este aspecto es determinante en los casos en los que el daño se presente en forma de agrietamiento de la matriz y/o pequeñas delaminaciones, como ocurre en el daño originado por pequeños impactos

4.19.3 Requerimientos de la reparación Existen tres requerimientos principales que la reparación de una pieza de material compuesto debe cumplir. La reparación debe asegurar permanentemente la función estructural de la pieza dañada y la integridad de la misma bajo las cargas de servicio, modificando la menos posible la capacidad funcional de la estructura - por ejemplo, se debe conservar la forma aerodinámica en una pieza de un ala -, y además, no debe significar un aumento de peso importante en la zona reparada. A los tres requerimientos anteriores se suman otros como son minimizar el tiempo que la pieza a reparar va a estar fuera de servicio y el coste del proceso de reparación, y evitar la introducción de nuevos tipos de daño en el material que rodea la zona que va a ser reparada. Este último requerimiento no debe olvidarse sobre todo en aquellos casos en los que el proceso de reparación seleccionado incluya uniones mecánicas con sus correspondientes agujeros en la pieza a reparar.

4.19.4 Reparaciones sin parche Pueden distinguirse tres tipos de reparaciones sin parche: reparación mediante rellenado, inyección de resina, y fusión de resinas termoplásticas. Las reparaciones mediante rellenado se aplican a estructuras en las que existen zonas dentadas con perdida de material pero sin extensión de agrietamiento en la matriz o delaminaciones. El material utilizado para la reparación es una resina de epoxi o poliéster, generalmente cargada con vidrio en forma de fibra corta o microesferas. En realidad este procedimiento de reparación no solamente se utiliza en estructuras de material compuesto, sino que se aplica también en estructuras de madera y metal; por supuesto, asegurando siempre que la resina utilizada en la reparación presente una buena adherencia con el material a reparar.

4.19 Reparaciones

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Este tipo de reparación es muy utilizado en estructuras de vidrio/poliéster, como pueden ser pequeñas embarcaciones, en aquellos casos en los que existen daños que, aunque pudiendo ser profundos, no llegan a atravesar el material por completo. Como compuesto para la reparación se utiliza gel-coat con una carga del 30-35% de fibra corta de vidrio, y con un 3% de catalizador respecto a la cantidad de gel-coat; esta mezcla debe ser utilizada en 15-20 minutos. El procedimiento a seguir se resume a continuación: -

La zona a reparar debe estar perfectamente limpia y seca.

-

La zona a reparar debe ser delimitada mediante el lijado de los bordes de la zona dañada

-

El compuesto para la reparación debe verterse en la parte dañada y extenderse en ella con un puntero o una espátula, evitando que queden bolsas de aire. El compuesto debe sobresalir aproximadamente 1,5 mm respecto de la superficie circundante.

-

La zona reparada debe recubrirse con celofán u otro film que la proteja del aire y acelere el endurecimiento.

-

Cuando la mezcla este parcialmente endurecida y haya adquirido una textura gomosa (15-20 minutos), la pasta sobrante debe ser retirado con una cuchilla. El celofán debe volver a colocarse durante 1 hora aproximadamente.

-

Tras retirarse el celofán debe aplicarse sobre la zona dañada gel-coat para igualar la superficie circundante, para proceder tras su curado al lijado y pulido final de la superficie.

Las reparaciones mediante rellenado pueden utilizarse también para reparar la deformación en agujeros de uniones mecánicas en las que las cargas de aplastamiento no sean excesivamente elevadas. Tras desmontar la unión, los agujeros son rellenados con un compuesto de resina mecanizable, para volverlos a realizar después. Cuando las cargas en la unión son muy elevadas este tipo de solución no es aplicable, siendo necesario implantar casquillos metálicos. La reparación por inyección de resina se utiliza para reparar zonas delaminadas cuando la delaminación es consecuencia del fallo mecánico del material. Cuando las delaminaciones son consecuencia de deficiencias en el proceso de fabricación, sus superficies suelen presentar problemas de adherencia y la inyección de resina no suele ser efectiva. Si la delaminación es accesible, como ocurre en delaminaciones en zonas de borde libre o entorno a agujeros, la resina puede inyectarse directamente; cuando esto no ocurre deben mecanizarse unos pequeños orificios que permitan la inyección de la resina. El principal problema en este tipo de reparación consiste en asegurar que la resina fluya correctamente en el interior de la zona a reparar y cierre por completo todas la delaminaciones; por ello, la pieza a reparar debe calentarse durante el proceso de reparación para mejorar el avance de la resina. De cualquier modo, debido a este problema, no se recomienda utilizar este procedimiento de reparación en elementos estructurales críticos. En materiales compuestos con matrices termoplásticas, como el carbono/PEEK, pueden repararse las zonas delaminadas mediante la fusión de la resina, aunque la presencia de la fibra de carbono complica el proceso debido a su conductividad térmica y eléctrica. La fusión de la resina suele llevarse a cabo mediante pequeños insertos metálicos que son calentados por inducción.

4.19.5 Reparaciones con parche Los procedimientos anteriormente descritos para reparaciones sin parche son útiles para reparar daños menores. En el caso de daños mayores es necesario utilizar un parche para recuperar el camino de la carga en la estructura. La forma ideal de incorporar este parche a la estructura es la utilización de adhesivo,

1038


aunque en algunos casos esto no resulta posible y se debe recurrir a su fijación mediante elementos mecánicos. A continuación se presentan ambos tipos de reparación. 4.19.5.1 Reparaciones mediante adhesivo El primer tipo de reparación con parche mediante adhesivo es la reparación con parche externo. La figura 4.19.1 muestra un esquema de este tipo de reparación, que es el más utilizado en componentes estructurales, dado que es relativamente sencillo de aplicar y permite restablecer en un alto porcentaje las propiedades mecánicas de material. Este tipo de reparación puede utilizarse en laminados de hasta unos 2 mm de espesor.

Figura 4.19.1 Reparación con parche externo pegado La utilización de parches exteriores pegados puede combinarse con la reparación mediante rellenado descrita en el punto anterior. Otra variante es la empleada para la reparación de estructuras sandwich, donde el pegado de los parches exteriores se combina con la colocación de un inserto del mismo material del núcleo, tal y como se muestra en la figura 4.19.2.

Figura 4.19.2 Reparación con parche externo pegado de una estructura sandwich El material utilizado en el parche puede ser un apilamiento semejante al del laminado a reparar si se desea minimizar el espesor del parche; aunque a costa de incrementar el espesor, es posible simplificar el diseño y la preparación del parche, y utilizar un apilamiento o un tejido cuasi-isotropos. El parche puede laminarse directamente sobre la zona a reparar y curarse después junto con el adhesivo, o puede laminarse y conformarse anteriormente para ser pegado después. Una tercera posibilidad consiste en la utilización de laminas pre-curadas entre las que se sitúa película adhesiva. En la industria aeronáutica se utilizan también como material para los parches apilamientos de láminas de titanio con laminas adhesivas intermedias. En las reparaciones mediante adhesivo es fundamental controlar la humedad de laminado que va a ser reparado, y caso de que esta supere el 0.5% proceder a la reducción de la misma en la superficie a pegar mediante el calentamiento del material a reparar. Es recomendable además seleccionar en la medida de lo posible adhesivos que no sean excesivamente sensibles a la humedad. La principal limitación de las reparaciones mediante el pegado de un parte externo, aparte del espesor máximo de 2 mm del laminado o piel del sandwich a reparar, está asociada al cambio que se produce en el camino de las cargas en la estructura. En la zona de la reparación aparecen esfuerzos de flexión que tienen

4.19 Reparaciones

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asociadas cargas de pelado que afectan al material compuesto y al adhesivo, y que en caso de compresión pueden disminuir significativamente la estabilidad ante pandeo. Además, en algunos casos, requerimientos de acabado superficial y/o estéticos impiden la aplicación de los parches externos. Todas estas limitaciones pueden resolverse con la utilización de los parches a nivel, algunos de los cuales se muestran en el esquema de la figura 4.19.3.

Figura 4.19.3 Reparaciones mediante adhesivo con parche a nivel Las reparaciones con parches a nivel evitan los problemas asociados a la excentricidad en el camino de la carga en la estructura. Además los niveles de tensión de pelado en el adhesivo son mucho menores que en el caso de los parches externos, especialmente en el caso de los parches biselados. La configuración del material del parche es habitualmente la misma que la del laminado a reparar, con lo que la variación en el comportamiento de la estructura reparada es mínima. Los problemas presentados por la reparación con parches a nivel son los asociados al tiempo de realización de la misma, no solamente por lo que se refiere al tiempo de colocación del parche, sino también por el tiempo necesitado para eliminar la humedad en todo el espesor del material a reparar, y el empleado en remover el material dañado y preparar la zona en la que va a colocarse el parche. Además en las uniones con bisel simple, la preparación del ángulo más adecuado para el parche suele requerir la eliminación de gran cantidad de material en el laminado a reparar. 4.19.5.2 Reparaciones mediante unión mecánica Las reparaciones mediante unión mecánica son reparaciones con parche en las que la fijación de éste se realiza mediante algún tipo de elemento mecánico en lugar de utilizarse adhesivo. Este tipo de unión se emplea en reparaciones con parche de laminados gruesos en las que el adhesivo se vería sometido a tensiones de cortadura superiores a su resistencia, o en sustitución de la reparación adhesiva con parche a nivel en situaciones en las que la preparación de la zona a reparar sería excesivamente compleja. Las reparaciones mediante unión mecánica sustituyen también el uso de adhesivos en piezas que presenten dificultades para la correcta limpieza de la superficie o la eliminación de la humedad, y no pueda asegurarse un pegado correcto. En la figura 4.19.4 se muestra el esquema de los dos tipos de reparaciones mediante unión mecánica existentes: de parche exterior y de parche a nivel.

Figura 4.19.4 Reparaciones mediante unión mecánica con parche a nivel y parche externo

1040


Como se aprecia en la figura, en el lado opuesto al de colocación del parche se utiliza una placa adicional para permitir el correcto apriete de la unión. En determinadas situaciones las dimensiones de esta placa pueden utilizarse para dotarla también de carácter estructural. En la industria aeronáutica, para las reparaciones de carbono-epoxi suele utilizarse titanio para el parche y para todos los elementos de la unión, evitándose así la aparición del par galvánico que se produciría con el aluminio, aunque éste también puede utilizarse como material del parche siempre y cuando sea aislado correctamente. En aquellos casos en los que el daño a reparar incluye extensiones importantes de delaminaciones la fijación de parches mediante unión mecánica representa una clara ventaja frente a otros tipos de reparación, ya que la compresión local del laminado dañado en la zona de la unión frena la progresión de la delaminación, y por ello, no es necesario retirar de la pieza a reparar la totalidad de la zona con presencia de delaminación. Las principales limitaciones de los parches con unión mecánica obedecen al tipo de material a reparar, por ejemplo, no son aplicables en estructuras sandwich o a secuencias de laminación en las que los agujeros en ellas realizados presenten una baja resistencia de aplastamiento. Referencias 1. “Composite materials in aircraft structures” Editor: D.H. Middelton. Longman Scientific & Research. 1990. 2. F.L. Matthews, R.D. Rawlings “Composite materials: engineering and science” Chapman & Hall. 1994 3. P. Antequera, L. Jiménez, A. Miravete, J. Ullod. “Procesos de transformación de la fibra de vidrio” Vetrotex España, 1994 4. A. M. Rubin “Evaluation of multilevel delaminations induced during aircraft composite structures assembly” Proceedings of the 8th International Conference on Composite Materials (ICCM/8), Honolulu, July 15-19, 1991. 5. J. R. Scott, C. K. Mashiba “Improved resins for wet layup repair of advanced composite structure” Proceedings of the National Technical Conference, 16th, Albuquerque, October, 1984. Society for the Advancement of Material and Process Engineering, p. 129-135. 6. Clark, E. C. Cressy, K. D. “Field repair compounds for thermoset and thermoplastic composites” Advanced materials technology ’87; Proceedings of the Thirty-second International SAMPE Symposium and Exhibition, Anaheim, Apr. 6-9, 1987, p. 271-278. 7. M. P. Siener “Stress field sensitivity of a composite patch repair as a result of varying patch thickness” Composite materials: Testing and design. Vol. 10; Proceedings of the 10th Conference, San Francisco, Apr. 24, 25, 1990 8. P. Davies, W. J. Cantwell, P.Y. Jar, P.-E. V. BourbanZysman, H. H. Kausch, “Joining and repair of a carbon fibre-reinforced thermoplastic” Composites. Vol. 22, Nov. 1991, p. 425-431.

4.19 Reparaciones

1041

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4.19 Reparaciones

1043

39. McIntyre, John P; Shackelford, James F; Chapman, Michael W “Characterization of a bioceramic composite for repair of large bone defects” 40. Varadan, Vijay K; Varadan, Vasundara V “Microwave joining and repair of composite materials” Polymer Engineering and Science v 31 Mid Apr 1991 p. 470-86. 41. Border, John “The heat’s on for quick composite repair” Machine Design v 63 Mar 7 1991 p.714. 42. “U.S. composite repair efforts focus on thermoplastic materials” Aviation Week and Space Technology v 132 May 21 1990 p.110. 43. “RAF relies on metal patches to make composite battle damage repair” Aviation Week and Space Technology v 132 May 21 1990 p.109. 44. Hughes, David “Canadians develop composite techniques for CF-18 battle damage repair program” Aviation Week and Space Technology v 132 May 21 1990 p.106-7+. 45. Hughes, David “Airlines evaluate boron/epoxy for repair of aircraft structures” Aviation Week and Space Technology v 131 July 10 1989 p.67+. 46. Roberts, Larry “A typical composite repair sequence” Materials Engineering v 105 Oct 1988 p.6870. 47. English, Lawrence K “Field repair of composite structures” Materials Engineering v 105 Sept 1988 p.37-9. 48. Brahney, James H “Inspection and repair of composite aerospace structures” Materials Evaluation v 44 Dec 1986 p.1513+. 49. McCarty, Lyle H “Constant temperature heater improves composite repair” Design News v 42 Oct 20 1986 p.108-10. 50. “Carriers seek proof of composite maintenance, repair, testing techniques” Aviation Week and Space Technology v 122 Feb 25 1985 p.117-20.

CAPITULO V ENSAYOS Y CALIDAD

5.1 INTRODUCCIÓN El control de calidad de los materiales compuestos se ha centrado tradicionalmente en técnicas de validación de las propiedades físico-mecánicas del material ya curado. Este método, consistente en analizar el material en su estado sólido ha culminado con la publicación de normativa diversa. En este texto se va a referenciar la normativa europea (EN) y la norteamericana (ASTM). El control de calidad de una pieza fabricada con materiales compuestos se debe entender como un proceso que ha de ejecutarse en las siguientes etapas: - Validación de la fibra - Validación de la matriz - Control de la reacción - Caracterización del producto semiacabado (preimpregnado), si éste existe - Control de los moldes o utillajes - Control del proceso de fabricación y manipulación - Control del proceso de curado - Control de la pieza terminada - Documentación

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Capítulo V. Ensayos y calidad

El control de calidad, tan necesario en la fabricación de una pieza en cualquier material, lo es aún más en el caso de materiales compuestos por varios motivos, como son: - la gran variedad de combinaciones fibra-resina-cargas con sus respectivas compatibilidades -la diversidad de métodos de transformación, en muchos casos poco automatizados y por tanto sujetos a defectos aleatorios derivados de la mano de obra - diferentes condiciones ambientales (temperatura, humedad) a lo largo del tiempo de trabajo y almacenamiento, etc. El control se realizará a través de unos ensayos en algunos casos no normalizados (o sometidos a normativa interna de la empresa). Dentro de los ensayos a realizar se va a diferenciar los que se deben realizar a las materias primas y los realizados sobre el material compuesto ya sea en probetas o ya sea sobre la pieza acabada. Entre estos últimos los más extendidos son los denominados destructivos y aunque se están empleando cada vez más los ensayos no destructivos, éstos están circunscritos al ámbito de grandes empresas, fundamentalmente por el elevado coste de los equipos; no obstante, se hará una breve reseña de ellos. La pregunta: ¿Qué define a un material compuesto con buena calidad?, puede contestarse de una forma simple atendiendo a cuatro aspectos: - Contenido en porosidad o burbujas. Utilizando materiales preimpregnados por debajo del 1-2%, en procesos realizados en vía humedad mediante métodos manuales, puede llegar al 10%. - Consolidación del laminado. Fracción de fibra y matriz, en materiales preimpregnados puede alcanzarse el 70% de fracción en volumen de fibra, en procesos realizados en vía humedad mediante métodos manuales, puede estar en torno al 25%. - Grado de curado. Formación del laminado sólido - Orientación de la fibra. Debe adaptarse a los requerimientos de diseño.

5.2 Ensayos sobre las materias primas o productos semiacabados

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5.2 ENSAYOS SOBRE LAS MATERIAS PRIMAS O PRODUCTOS SEMIACABADOS Se busca que estos ensayos sean significativos de modo que se puedan realizar de forma frecuente y sirvan al fabricante de materias primas para controlar la calidad de un producto y al utilizador, para llevar a cabo un control de recepción y eventualmente rechazar los lotes que no cumplan la calidad exigida.

5.2.1 Ensayos y control sobre fibras En este apartado, se van a analizar los métodos de ensayos para la determinación de la resistencia a tracción y módulo de elasticidad a tracción de fibras de refuerzo, cuya medición precisa es de gran utilidad para: * Desarrollo del producto * Control de calidad * Selección del material * Diseño * Análisis tensional

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La Norma Europea especifica los siguientes ensayos sobre fibras: UNE-EN ISO 10548:1996 Fibras de carbono. Determinación del contenido en material de apresto. UNE 40318:1995 EX Fibras textiles. Métodos de muestreo para ensayos. UNE 40408:1981 Fibras textiles. Determinación del contenido de fibras termoestables y termorretráctiles en un textil con mezcla de ambas. UNE 40449:1982 Clasificación de fibras textiles según su origen. UNE 43501:1984 Fibra de vidrio. Vidrio textil. Terminología. UNE 43502:1984 Fibra de vidrio. Vidrio textil. Vocabulario español-francés-inglés. UNE 43504:1985 Fibra de vidrio. Vidrio textil. Determinación del contenido de materia combustible. UNE 43506:1985 Vidrio textil. Mats de vidrio textil. Determinación del espesor medio, del espesor bajo carga y de la recuperación despues de la compresión. UNE 43508:1985 Fibra de vidrio. Vidrio textil. Mats de vidrio textil. Determinación de la fuerza de rotura a tracción. UNE 43509:1985 Vidrio textil. Determinación del diámetro medio de fibras o filamentos constituyentes de un vidrio textil. Método de la sección transversal. UNE 43510:1986 Vidrio textil. Método de muestreo aplicable a lotes. UNE 43512:1985 Vidrio textil. Hilos. Determinación del índice de equilibrio de torsión de enrollado UNE-EN ISO 1889:1998 Hilos de refuerzo. Determinación de la densidad lineal. UNE-EN ISO 1890:1998 Hilos de refuerzo. Determinación de la torsión. UNE-EN ISO 3344:1998 Productos de refuerzo. Determinación del contenido en humedad. UNE-EN ISO 5079:1996 Textiles. Fibras. Determinación de la fuerza de rotura y del alargamiento de rotura de fibras individuales. Los métodos de ensayos que se aplican normalmente para determinar las propiedades a tracción de las fibras son ensayos de filamentos y/o hilos impregnados con resina. Estos ensayos están detallados en la normativa ASTM D 3379-75 para ensayos de filamentos y en ASTM D 4018-81 para ensayos de hilos. En algunos casos, la resistencia de la fibra se calcula a partir de la resistencia de laminados unidireccionales si se conoce el porcentaje en volumen de fibra.


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Figura 5.2.1 Método de ensayo de filamentos El método de ensayo de filamentos se usa con gran profusión para determinar la resistencia, el módulo a tracción y la deformación de rotura de una gran variedad de fibras. Después de tomar el filamento de un hilo, se coloca en un útil, que es un laminado de papel, como se muestra en la figura 5.2.1. El filamento debe tratarse con el máximo cuidado con objeto de evitar cualquier tipo de daño. Los extremos del filamento se adhieren al útil de papel mediante un adhesivo (a veces se usa cera). La longitud de galgado se recomienda que sea 2.000 veces mayor que el diámetro del filamento y es 25 mm en la mayoría de los casos. Después de disponer el util en la máquina de ensayos, se corta la sección media del útil.

Figura 5.2.2 Método de calibración de flexibilidad del sistema

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En lugar del desplazamiento de la probeta, puede medirse directamente la deformación de la probeta con precisión considerable utilizando un extensómetro láser. La resistencia de la fibra determinada según este método varía con la longitud de la probeta, como se muestra en la figura 5.2.3.

Figura 5.2.3 Resistencia a tracción en función de longitud de galgado para filamentos AS4. La línea recta representa el ajuste de los datos experimentales El método del hilo impregnado se utiliza con gran profusión entre muchos productores de fibras. La probeta se prepara impregnando el hilo con resina en condiciones adecuadas. El valor de la resistencia a tracción viene dado por: P A

Xf =

(Ec. 5.2.1)

Y el módulo de tracción:

Ef =

Donde:

L A

⎛ Ut U ⎞ ⎜⎜ − s⎟ P ⎠ ⎝ P

(Ec. 5.2.2)

P : Carga de rotura A: Área de la sección transversal de fibra L: Longitud de galgado Ut: Desplazamiento total Us: Desplazamiento del sistema de ensayo

El área de la sección central puede determinarse siguiendo varios métodos tales como difracción por láser, microscopía, etc. La flexibilidad del sistema de medida Us/P debe determinarse experimentalmente utilizando diferentes longitudes de galgado como se muestra en la figura 5.2.2. El objetivo de impregnar el


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hilo en resina es conseguir un hilo con resistencia mecánica suficiente como para cargar de forma uniforme todos los filamentos individuales que conforman el hilo. Si la relación resina / fibra es excesivamente alta o baja, los resultados del ensayo serán erróneos. La longitud total de la probeta suele ser 330 mm. Existen dos formas de amordazar la probeta a la máquina de ensayos: o bien directamente sin lengüetas de amarre, o bien con lengüetas de resina con una distancia entre extremos de lengüetas de 152 mm. La figura 5.2.4 muestra la probeta con las lengüetas de amarre.

Figura 5.2.4 Probeta de ensayo de fibra con lengüetas de resina La longitud de galgado es de 250 mm. La deformación de la probeta se suele medir mediante un extensómetro. El desplazamiento de la probeta se utiliza para calcular el módulo elástico. La resistencia y el módulo se calculan mediante las ecuaciones 5.2.1 y 5.2.2 respectivamente. El área de la sección (A) se obtiene dividiendo el peso por unidad de longitud del hilo seco (gr/m) por la densidad del hilo seco (gr/m3). Para tejidos, la Norma Europea especifica los siguientes ensayos: UNE-EN 61067-1:1998 Especificaciones para cintas tejidas de vidrio y de fibras de vidrio y de poliéster. Parte 1: Definiciones, clasificación y requisitos generales. UNE-EN 61067-2:1998 Especificaciones para cintas tejidas de fibra de vidrio y de fibras de vidrio y de poliéster. Parte 2: Métodos de ensayo. UNE-EN 61067-3-1:1996 Especificaciones para cintas tejidas de fibra de vidrio y de fibras de vidrio y de poliéster. Parte 3: Especificaciones para materiales particulares. Hoja de especificaciones 1: cintas tipos 1,2 y 3. UNE-EN 61068-1:1998 Especificaciones para cintas tejidas de fibras de poliéster. Parte 1: Definiciones, designación y requisitos generales. UNE-EN 61068-2:1998 Especificaciones para cintas tejidas de fibras de poliéster. Parte 2: Métodos de ensayo. UNE-EN 61068-3-1:1996 Especificaciones para cintas tejidas de fibras de poliester. Parte 3: Especificaciones para materiales particulares. Hoja de especificaciones 1: Cintas tejidas en telares convencionales o sin lanzadera. Para los tejidos, mats o rovings en seco, los principales controles son: - Control visual: Regularidad de tejido, ausencia de manchas o cuerpos extraños, u otro tipo de defecto apreciable a simple vista.

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- Control de la masa superficial (gramaje): Se utiliza para mat y tejido. Consiste en pesar una muestra de una determinada superficie. La masa superficial será el peso de la muestra partido por su superficie. - Espesor medio de mats y tejidos. - Determinación de la masa lineal para hilos (rovings). - Ensayos mecánicos diversos: Los más importantes son los referidos a resistencia a tracción (sobre todo para los hilos de enrollamiento) y la determinación de la rigidez a flexión para los tejidos. - Porcentaje de humedad del refuerzo: Se puede obtener por diferencia de peso antes y después de someter al refuerzo a un secado en estufa. - Porcentaje de ensimaje: Se obtiene por diferencia de peso antes y después de someter al refuerzo a un lavado por medio de un disolvente específico para el ensimaje. - Porcentaje de impurezas: Se obtiene también por pesada diferencial después de someter al refuerzo a un tratamiento en horno a 1.000º C. - Determinación de la solubilidad en estireno: Ensayo que se realiza para determinar el ligante de los mats. Al final del capítulo aparece una lista de Normas y sus equivalencias, referidas a refuerzos, preimpregnados (semiproductos) y material compuesto.

5.2.2 Control de matrices Es conveniente señalar que un control exhaustivo sobre todas las características de las resinas requiere equipamiento muy sofisticado (espectrofotografía, cromatografía de gases, etc.). La importancia de este control es decisiva ya que se han descrito casos en los cuales una variación casi despreciable en las características de las resinas puede causar una disminución de las propiedades del material compuesto de hasta un 30 %. Hay que señalar aquí que también las resinas pueden variar sus propiedades en función del tiempo de almacenamiento, temperatura, humedad, etc. Las siguientes Normas quedan recogidas en nuestro país o continente: UNE 53.304.75 (1) Materiales plásticos. Resinas de poliéster no saturado. Determinación de la compatibilidad de la resina con un monómero o mezcla de monómeros. UNE 53.304.75 (2) Materiales plásticos. Resinas de poliéster no saturado. Determinación del índice de acidez.


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UNE 53.304.75 (3) Materiales plásticos. Resinas de poliéster no saturado. Determinación del tiempo de gelificación a 25 ºC. UNE 53.304.75 (4) Materiales plásticos. Resinas de poliéster no saturado. Determinación de la temperatura máxima y de la velocidad de aumento de la temperatura en la polimerización en masa. UNE 53.304.75 (5) Materiales plásticos. Resinas de poliéster no saturado. Determinación de monómeros residuales. UNE 53.304.76 (6) Materiales plásticos. Resinas curadas de poliéster no saturado. Determinación de estireno polimerizado por el método de WIJS. UNE 53.304.76 (7) Materiales plásticos. Resinas curadas de poliéster no saturado. Determinación del estireno no polimerizado, por cromatografía en fase gaseosa. UNE 53.304.80 (8) Materiales plásticos. Resinas de poliéster no saturado. Determinación del índice de hidróxilo. UNE 53.304.77 Materiales plásticos. Resinas en estado líquido, emulsión, o dispersión. Determinación de la viscosidad Brookfield RV. UNE 53.318.78 EXP Materiales plásticos. Designación de las resinas de poliéster no saturado. UNE 53.326.76 Materiales plásticos. Determinación del equivalente epoxídico en las resinas epoxídicas. UNE 53001:190 Materiales plásticos termoestables moldeados UNE 53002:1986 EX Plásticos. Plásticos de amina y aminofenólicos. Tipos y características. UNE 53011:19S5 Materiales plásticos. Tipos de probetas utilizadas en los ensayos de los materiales termoestables moldeados. UNE 53031:1974 Materiales plásticos. Determinación de la resistencia eléctrica superficial de materiales plásticos termoestables. UNE 53032 1974 Materiales plásticos. Determinación de la resistencia y resistividad transversal de los materiales plásticos termoestables. UNE 53034:1955 Materiales plásticos. Análisis de polvo de moldeo de fenoplastos. Determinación de la carga. UNE 53081:1956 Materiales plásticos. Extracción de las materias solubles en acetona contenidas en los productos moldeados y laminados. UNE 53088:1956 Materiales plásticos. Determinación de amoniaco en materiales moldeados de fenolformaldehido. UNE 53091 1959 Materiales plásticos. Determinación de fenoles libres en materiales moldeados de fenol-formaldehido. UNE 53108:19(A) Materiales plásticos. Detección del amoniaco libre en los moldeados de fenolformol. Método cualitativo.

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UNE 53124:1966 Materiales plásticos. Determinación del contenido en sólidos de las resinas aminoplastos en disolución acuosa. UNE 51194:1994 Plásticos. Moldeo por compresión de materiales termoestables. UNE 51104-11991 Materiales plásticos. Resinas de poliéster no saturado. Determinación de la compatibilidad de la resina con un monómero o mezcla de monómeros. UNE 5314-31975 Materiales plásticos. Resinas de poliéster no saturado. Determinación del tiempo de gelificación a 25 grados centígrados. UNE 53325:1976 Materiales plásticos. Determinación del equivalente epoxídico en las resinas epoxídicas. UNE-EN ISO 308:1998 Plásticos. Materiales de moldeo fenólicos. Determinación de las sustancias solubles en acetona (contenido aparente de resina de los materiales en estado de suministro). UNE-EN ISO 584:1998 Plásticos. Resinas de poliester no saturado. Determinación de la reactividad a 80 grados centígrados (método convencional). UNE-EN ISO 2114:1997 Plásticos. Resinas de poliester no saturado. Determinación del índice de acidez parcial y del índice de acidez total. UNE-EN ISO 4597-11998 Plásticos. Endurecedores y acelerantes para resinas epoxídicas. Parte 1. Designación. UNE-EN ISO 7327:1998 Plásticos. Endurecedores y acelerantes para resinas epoxídicas. Parte 2. Determinación del ácido libre en anhidridos de ácidos. UNE-EN ISO 8618:1996 Plásticos. Resinas fenólicas líquidas. Determinación convencional del extracto seco. UNE-EN ISO 8619:1996 Plásticos. Resinas fenólicas en polvo. Determinación de la longitud del flujo sobre una placa de vidrio. UNE-EN ISO 8620:1996 Plásticos. Resinas fenólicas en polvo. UNE-EN IO 9771:1996 Plásticos. Resinas fenólicas. Determinación del aumento de la temperatura pseudoabiabática de resoles líquidos curados en condiciones ácidas. UNE-EN ISO9944:1996 Plásticos. Resinas fenólicas. Determinación de la conductividad eléctrica de los extractos de resina. UNE-EN ISO IW82:1996 Plásticos. Resinas fenólicas. Definiciones y métodos de ensayo. Se van a mencionar a continuación los controles realizados de forma más frecuente por las empresas transformadoras.


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- Control químico de la resina: Aquí se distinguen varios controles en función de la naturaleza de la resina; así, para las resinas de poliéster, se realiza el índice de ácido, índice de hidróxilo, contenido en estireno y contenido en agua. Entre estos, los más empleados son el índice ácido (número de miligramos de NaOH o KOH para neutralizar un gramo de resina de poliéster), y el contenido de estireno (realizado por pesada diferencial después de un periodo de tratamiento en estufa de 2h a 125 ºC con el fin de evaporar el disolvente). Para las resinas epoxi se realizan los controles de equivalente en epoxi, índice de hidróxilo y contenido en cloro. Para las resinas fenólicas se realizan los controles de fenol y fenol libre, y el contenido en agua. - Viscosidad de la resina: Dos son los métodos más difundidos: el viscosímetro Brookfield y la copa FORD; éste último más simple y menos costoso. Como norma general, una resina poco viscosa tendrá cadenas moleculares más cortas y dará un material compuesto con menores características mecánicas. El primero se basa en una torsión transmitida a una paleta giratoria introducida en la muestra de resina mediante dos ensayos (a 1 y a 100 rpm). La segunda es medir el tiempo que un volumen determinado de resina tarda en pasar a través de un orificio calibrado.

Figura 5.2.5 Viscosímetros Brookfield y Copa FORD - Tiempo de utilización de un sistema resina + endurecedor (epoxi) o resina + activador + catalizador (poliéster):

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Este tiempo se determina por control de la temperatura de reacción (la polimerización de la resina es una reacción exotérmica) o por control de la viscosidad. Los métodos más habituales son controlar la evolución de la temperatura de reacción de la resina activada y catalizada en un baño termostático o el control de la variación de la viscosidad en unas condiciones de temperatura y humedad definidas. Con el primero se va a obtener el tiempo de gel, definido como el tiempo transcurrido hasta que en la curva de evolución de la temperatura se produce un punto de inflexión según se ve en el gráfico adjunto.

Figura 5.2.6 Diagrama de funcionamiento de temperatura/tiempo

Con el segundo se va a obtener el “pot-life” definido como el tiempo que transcurre desde que se añade el último componente del sistema resina-catalizador (es decir, desde el comienzo de la reacción) hasta que el sistema se comienza a transformar en gel; este tiempo es muy importante ya que será el tiempo del que dispone el transformador para impregnar las fibras y desburbujear, para cerrar la prensa, etc; es decir, nos define el tiempo durante el cual la resina es “trabajable”. Este tiempo se maneja en función de las concentraciones de catalizador + activador o endurecedor para adaptarlo a cada uno de los procesos de transformación (moldeo por contacto a mano, prensa, inyección, enrollamiento, etc.) La evolución de la viscosidad con el tiempo se ve en gráficos del tipo de la figura siguiente:

Figura 5.2.7 Evolución de la viscosidad en el tiempo


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-Control mecánico de la resina La resistencia y módulo a tracción así como la deformación de rotura pueden determinarse usando paneles planos o probetas como se muestra en la figura 5.2.8. Los detalles de este método de ensayo se reflejan en la norma ASTM D 638M-84 para un panel grueso (1.0 a 10.0 mm) y ASTM D 638-72 para un panel delgado (<1.0 mm).

Figura 5.2.8 Probeta de traccion para probeta de resina Debido a la gran dependencia entre la velocidad de deformación y la velocidad de carga, los resultados de los ensayos deben ser interpretados cuidadosamente. La deformación puede medirse mediante bandas extensométricas o extensómetros. Si se quiere determinar el coeficiente de Poisson, la deformación transversal puede medirse mediante una banda extensométrica colocada perpendicularmente a la dirección de carga.

5.2.3 Control de materiales compuestos preimpregnados de uso aeronáutico La procesabilidad y las propiedades de los materiales compuestos preimpregnados dependen de la composición de la fibra y de la matriz que componen el sistema del material. En general, los prepregs consisten en vidrio, grafito o aramida “modificados” o tratados superficialmente impregnados con un 2860% en peso de una matriz termoestable o termoplástica compleja desde el punto de vista químico. De acuerdo con los resultados de una encuesta reciente, las técnicas más utilizadas para caracterización y control de calidad de los componentes de un preimpregnados son los siguientes: 1)

Cromatografía líquida de altas prestaciones (HPLC)

2)

Espectroscopía por infrarrojos (IR)

3)

Análisis térmico

4)

Análisis reológico.

Mediante HPLC e IR, se pueden analizar tanto resinas como preimpregnados, y por lo tanto, los usan tanto los fabricantes de preimpregnados como los de la pieza de materiales compuestos. Las técnicas de análisis térmico, tales como análisis gravimétrico térmico (TGA), análisis térmico diferencial (DTA), calorimetría mediante escáner diferencial (DSC), análisis mecánico térmico (TMA), análisis mecánico

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dinámico (DMA) y análisis torsional (TBA) nos son métodos estrictamente químicos, sin embargo permiten obtener una útil información sobre la composición y procedabilidad de las resinas. De forma similar, las técnicas reológicas y dieléctricas se usan frecuentemente para evaluar las propiedades de viscosidad de las resinas termoestables durante el proceso de curado y existe un interés creciente en la aplicación de esas técnicas para monitorizado y control de procesos tanto para resinas termoestables como termoplásticas. Los materiales preimpregnados normalmente son descritos por los requisitos del fabricante de la pieza, incluyendo la marca del fabricante del preimpregnado, el tipo de resina (por ejemplo 180ºC) y número de lote, tipo de fibra y configuración (cinta, tejido, etc.), lote de preimpregnado y fecha de fabricación. La fecha de envío y la vida del preimpregnado se suelen reseñar también junto con las especificaciones del proceso. Normalmente, los preimpregnados se transportan en rollos de 97 cm para tejidos de aramida y vidrio, 107 cm para tejidos de carbono y 30 cm para cintas. Las láminas de preimpregnados se separan mediante filmes muy delgados de plástico gofrado o papel siliconado que se separan del prepreg antes de su uso. Con objeto de evaluar la uniformidad del rollo, se recomienda el corte de secciones procedentes del centro y de los lados de rollos designados previamente. Para la aplicación de HPLC se requieren de o.5 a 2 gramos de prepreg, mientras que si se trabaja con DSC, por ejemplo, se necesitan muestras menores, de 10 a 20 miligramos. Se debe prestar atención a posibles contaminaciones o alteraciones de las muestras durante la manipulación y almacenaje. Las muestras deben colocarse en contenedores limpios, secos, sellados y convenientemente etiquetados. Cuando se trabaja con resinas reactivas como la de epoxi, se recomienda que el preimpregnado se almacene en recipientes herméticamente sellados a –18ºC. Tras retirar el recipiente de la cámara de frío, deben ser llevados a una sala a temperatura ambiente antes de su apertura para evitar condensación de humedad en las muestras. La descripción física de un preimpregnado esta reseñada en la norma ASTM D 3878. Los filamentos deben estar uniformemente impregnados y no deben observarse partículas bajo inspección visual. La alineación de la fibra debe estar por debajo de 0.5º. No debe haber espacios entre fibras superiores a 0.76 mm. La longitud de un espacio medio entre fibras de 0.76 mm no debe superar 0.61 m. Espacios entre fibras alineados y no distanciados más de 25 mm, deben considerarse como un único espacio. Espacios con anchura o longitud que exceden los valores límite deben considerarse como defectos. La tolerancia en la anchura de un prepreg no debe superar el valor especificado, normalmente 0.76 mm. Se debe indicar asimismo, la longitud de cada rollo. Los bordes deben presentar una ondulación inferior a un valor especificado, normalmente para 30 cm de longitud de cinta, la ondulación máxima debe ser 0.76 mm. El contenido de resina se determina extrayendo la resina del prepreg mediante un solvente, en el cual la resina sea solvente y no la fibra. Las Normas UNE-EN 2559 y la ASTM D 3529 reseñan los procesos para determinar el contenido de resina en prepregs de fibra de carbono y resina de epoxi. Se deben utilizar métodos especiales cuando se está trabajando con resinas termoplásticas o de alto peso molecular. El contenido en fibra se puede obtener aplicando las normas citadas en el párrafo anterior. La Norma ASTM D 3171 explica métodos de digestión alternativos a los explicados en el párrafo anterior.


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El contenido de volátiles se determina aplicando la norma ASTM D 3530 y las UNE-EN 2558 y UNEEN 2330 para prepregs de fibras de carbono y vidrio respectivamente. Se pueden utilizar asimismo técnicas de análisis gravimétrico. El contenido de humedad puede obtenerse mediante colorimetría según la Norma ASTM D 4019 o mediante sistemas automáticos de medición de humedad según el método de Karl Fischer. La masa por unidad de superficie se determina aplicando la norma ASTM D 3776 y las UNE-EN 2557 y UNE-EN 2329 para prepregs de fibras de carbono y vidrio respectivamente. El flujo de resina es importante para evaluar la procesabilidad del prepreg así como el contenido de resina del laminado una vez procesado. Se puede obtenerse mediante la norma ASTM D 3531 y las UNEEN 2560 y UNE-EN 2332 para prepregs de fibras de carbono y vidrio respectivamente. El tiempo de gel relaciona la composición química y la extensión de la reacción de la resina termoestable del prepreg. Este parámetro es esencial para evaluar la procesabilidad del prepreg. Puede determinarse mediante la Norma ASTM D 3532. Métodos de ensayo Los siguientes métodos que se describen a continuación son ejemplos de técnicas analíticas que pueden usarse para caracterización de preimpregnados. Procedimiento de extracción de resina en un preimpregnado • Se corta del prepreg una probeta rectangular de aproximadamente un gramo de peso y se pesa en una balanza analítica (+-0.01 gramos como mínimo). • Se coloca la probeta en un frasco Erlenmeyer de 25 mL y se añaden 20 mL de tetrahidrofurano. • Se cierra el frasco y se deja empapar la probeta en el tetrahidrofurano por espacio de cuatro horas. • Se coloca el frasco en un mezcladro vortex y se agita durante un minuto. • Decantar la solución de tetrahidrofurano en un frasco volumétrico de 50 mL. • Las fibras deben quedar en el frasco de 25 mL. • Añadir 10 mL de tetrahidrofurano con objeto de enjuagar las fibras que están en el frasco de 25 mL, mezclar en el mezclador vortex y decantar esta segunda solución en la primera contenida en el frasco de 50 mL. • Repetir esta operación una vez más. • Añadir tetrahidrofurano hasta llenar el frasco al nivel de 50 mL. • Separar cuidadosamente las fibras de carbono del frasco Erlenmeyer de 25 mL, pesándose a continuación.

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Capítulo V. Ensayos y calidad • Se calcula la concentración de la resina para ser usada en el ensayo HPLC.

Procedimiento de DSC (Calorímetro por escáner diferencial) • Este ensayo se debe practicar en analizador/controlador térmico tipo Dupont Instrument 9900 y un accesorio 912 DSC o equivalente. • La probeta en un prepreg de 10 a 30 miligramos en un soporte de aluminio. • La velocidad de calentamiento es 10ºC / minuto • El rango de temperatura es de temperatura ambiente a 350ºC • La atmósfera es nitrógeno seco • Los datos se almacenan en disco y se obtiene la curva flujo de calor versus temperatura • Se necesita también un dispositivo de enfriamiento acoplado a la célula de DSC para obtener las mediciones de la temperatura de transición vítrea. Procedimiento de DMA (Análisis mecánico dinámico) • La probeta tiene 1.1 cm x 1.7 cm y se monta en un modelo Dupont 982, DMA 983 o equivalente. Se requiere también un controlador 9900 o 1090 Dupont o equivalente para llevar a cabo el ensayo. • La velocidad de calentamiento es 5 ºC / minuto • El rango de temperatura es de temperatura ambiente a 350 ºC. • La atmósfera es nitrógeno seco • La temperatura de transición vítrea se asocia a aquélla correspondiente al máximo pico de amortiguamiento. • El tiempo de gel se determina mediante un calentamiento rápido de la probeta a una determinada temperatura, entonces se mantiene la temperatura constante y se obtiene la curva de variación del módulo de Young con el tiempo. El tiempo de gel se define como el tiempo que transcurre hasta que el módulo comienza a incrementarse de forma muy rápida (varios órdenes de magnitud). Procedimiento de caracterización reológica • Se requiere un Espectrómetro dinámico reológico o equivalente. Se preparan tres probetas de forma circular de 25 mm de diámetro. Las tres probetas se apilan y se colocan entre las placas paralelas del reómetro • La velocidad de calentamiento es 2ºC / minuto • El rango de temperatura va desde temperatura ambiente al umbral de gelificación


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• La atmósfera es aire o nitrógeno • Se representa el módulo de cortadura y la viscosidad es función de la temperatura. Para el control mecánico del preimpregnado se aplican las siguientes normas: Ensayo de tracción

ASTM D 651

Coeficiente de Poisson

ASTM E 132

Resistencia, módulo y deformación de compresión

ASTM D 695

Resistencia a cortante interlaminar

ASTM D 2344

Módulo a cortante interlaminar

ASTM E 143

Resistencia al impacto

ASTM D 3998

Fatiga

ASTM D 256

Densidad

ASTM D 1895

5.2.4 Control de SMC y BMC La Norma Europea especifica las siguientes especificaciones: UNE-EN ISO 1172:1999 Plásticos reforzados con vidrio textil. Preimpregnados compuestos de moldeo y laminados. Determinación del contenido en vidrio textil y en carga mineral. Métodos de calcinación. UNE 53276:1981 Plásticos. Preparación de estratificados de fibra de vidrio-resina, a baja presión para la realización de probetas de ensayo. UNE-EN 12575:1999 Plásticos. Compuestos de moldeo termoestables. Determinación del grado de mojado de las fibras en los SMC. UNE-EN 12576:1999 Plásticos. Compuestos reforzados con fibra. Preparación de placas de ensayo de SMC, BMC y DMC para moldeo por compresión. UNE-EN 1842:1998 Plásticos. Compuestos de moldeo termoestables (SMC-BMC). Determinación de la contracción en moldeo por compresión. Entre los controles realizados sobre los preimpregnados (SMC, BMC, tejidos y rovings) se pueden destacar: - Determinación de la masa superficial. - Determinación de la cantidad de fibra de vidrio: Se obtiene o bien por disolución en un disolvente específico de la resina o por calcinación.

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En el caso de que la resina lleve cargas minerales (como ocurre normalmente en el caso del SMC) es necesario eliminarlas bien después de la disolución de la resina, o bien después de la calcinación sometiendo al residuo a un tratamiento con ácido clorhídrico y un filtrado posterior. - Reactividad: Un método para determinar la reactividad de un mat o un tejido preimpregando es medir el tiempo necesario para que la temperatura de la muestra pase de una temperatura T1 a otra T2 (T1 = T - 20ºC, T2 = T + 5ºC) T = temperatura a la que se desea determinar la reactividad). - Fluencia de la resina en el preimpregnado: Es una forma de medir el estado de prepolimerización de la resina que debe ser constante a fin de no tener que variar los parámetros de fabricación de las piezas en la prensa. También sirve para conocer la evolución de la resina durante el almacenamiento del semiproducto. - Contenido en materias volátiles residuales: Se determina por diferencia de pesada antes y después de un tratamiento en estufa. - Moldeabilidad: Es un ensayo dirigido a saber la aptitud al moldeo en la presa en caliente, en unas condiciones determinadas de pretratamiento de la materia y de moldeo (temperatura de la materia, del molde, presión, tiempo de ciclo, etc.) con un molde definido. - Estabilidad dimensional: Es decir que la pieza formada en un molde, después de enfriada tenga unas variaciones determinadas de dimensión por comparación con el molde a partir de un material dado y en unas condiciones definidas. También se pueden comparar las dimensiones de una pieza después del enfriamiento y las dimensiones de la misma pieza después del tratamiento en estufa a una temperatura determinada. - Plasticidad: Consiste en determinar la penetración en el semiproducto de un punzón cilíndrico con un esfuerzo determinado y durante un tiempo determinado.

5.2.5 Control de la interfase Existen varios métodos de ensayo para obtener la resistencia de la unión fibra/matriz o interfase de un material compuesto. El método más utilizado es el de arranque de la fibra. Esta técnica se utiliza con gran profusión para fibra de vidrio pero presenta dificultades de uso para la fibra de grafito debido a su naturaleza frágil (rompe la fibra antes de ser arrancada de la matriz). Para evitar este problema, se ha propuesto un método indirecto consistente en embeber una fibra en una probeta de sección variable como se muestra en la figura 5.2.9.


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Figura 5.2.9 Esquema de una probeta para determinar la resistencia a cortadura en la interfase de una fibra Al aplicar una fuerza de tracción a la probeta, esta fuerza se transmite por cortadura a la fibra en la interfase fibra/matriz.

Figura 5.2.10 Fractura de la fibra y distribución de tensiones en una probeta para resistencia a cortadura en la interfase. (a) para carga baja, (b) después de que la fibra rompa en los defectos, (c) después de alcanzar la longitud crítica

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Como se representa en la figura 5.2.10a, la tensión axial en la fibra aumenta desde los extremos de la fibra hacia el centro hasta que se alcanza la tensión de fractura de la fibra sf. En este punto, la fibra romperá en la zona de máxima tensión dependiendo de los defectos que existan en la fibra, como se representa en la figura 5.2.10b. Si se continua aplicando la carga, aparecerán fracturas múltiples hasta que todas las longitudes de los tramos de fibras sean iguales o menores que la longitud crítica (figura 5.2.10c). Esta longitud crítica o lc puede medirse y por lo tanto puede calcularse la resistencia a cortadura de interfase media (t) según la siguiente expresión: t=

σf d 2 lc

(Ec. 5.2.3)

donde σf : tensión de fractura de la fibra d : diámetro de la fibra lc : longitud crítica La longitud crítica puede medirse mediante el examen de la probeta con un microscopio de polarización.

5.3 Control del material compuesto

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5.3 CONTROL DEL MATERIAL COMPUESTO Podemos distinguir tres formas de control del material compuesto: a) Sobre probetas que sean realizadas en moldes apropiados o extraídas de las piezas a controlar. b) Ensayos destructivos sobre las piezas a controlar. c) Ensayos no destructivos sobre las piezas a controlar. Se va a dedicar un apartado a cada una de ellas.

5.3.1 Control de probetas Las probetas se realizan con la metodología que describen las Normas correspondientes y, si como es frecuente, es difícil obtenerlas de las piezas fabricadas, se deberán realizar de la forma más aproximada al proceso de fabricación real de la pieza, con el mismo nivel de precisión y con las características geométricas descritas en las Normas. Por otra parte, en algunos casos es necesario aproximarse al comportamiento real del material compuesto en las condiciones ambientales de trabajo, para lo cual se realizan los mismos ensayos pero con probetas “acondicionadas”. A este acondicionamiento haremos referencia en el siguiente subcapítulo.

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En cuanto a resistencia química, la Norma europea tiene la siguiente especificación: UNE 53316:1978 Materiales pláticos. Determinación de la resistencia química de materiales plásticos reforzados con fibra de vidrio.

5.3.1.1 Acondicionamiento Dentro de los condicionantes a los que por parte del ambiente está sometido el material compuesto se suelen distinguir dos grupos, ligados a la variable tiempo: - Pérdida de características (físicas y mecánicas) a lo largo del tiempo en un ambiente dado. - Modificación de la constitución química y por tanto de las características de forma rápida por la acción de determinadas materias. En el primer caso, que implica un largo plazo, hablaremos de envejecimiento. En el segundo - corto plazo - lo haremos de corrosión. La Norma Europea EN62 se refiere al acondicionamiento previo que deben sufrir todas las probetas salvo que indique otra cosa la especificación particular de cada plástico reforzado.

5.3.1.1.1 Envejecimiento Como se dijo anteriormente implica el conocimiento del comportamiento del material a largo plazo, es decir, su comportamiento en una estructura en la cual además de las tensiones mecánicas se van a encontrar otras de origen térmico, químico, etc. Este envejecimiento puede ser natural o acelerado. En el natural sometemos las piezas o probetas a las condiciones de trabajo reales a lo largo del tiempo, en este periodo de tiempo la pieza estará sometida a radiación solar, humedad, ataques por microorganismos, etc. En el acelerado se trata de extrapolar unas condiciones creadas en laboratorio a las condiciones reales a las que se someterá la pieza o estructura a lo largo de su vida real. Esta extrapolación debe hacerse, como es lógico, de forma prudente. Los parámetros más frecuentes dentro de un envejecimiento de este tipo son la humedad, el calor y la radiación, bien tomados de forma individual, o bien combinada (inmersión en agua hirviendo durante 24 horas, por ejemplo). Los envejecimientos acelerados más usuales en el campo de los materiales compuestos reforzados con fibra de vidrio son: para resinas de poliéster, 2 y 24 horas en agua hirviendo y para epoxi, 24 y 72 horas en agua hirviendo.


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Figura 5.3.1 Cámara climática

Figura 5.3.2 Cámara de envejecimiento acelerado

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Figura 5.3.3 Cámaras de niebla salina 5.3.1.1.2 Corrosión La protección ante la corrosión tiene como objetivo mejorar el comportamiento bajo la acción de agentes agresivos. Los agentes considerados como agresivos para los materiales compuestos son el agua, los ácidos y las bases. El acondicionamiento se realiza con cada agente o mezclas a unas determinadas concentraciones y temperaturas. 5.3.1.2 Determinación de densidad, volumen de fibra y control de la resina 5.3.1.2.1 Densidad La densidad de un material compuesto puede determinarse obteniendo el peso de la probeta en seco y sumergida en agua. La probeta puede ser cualquier pieza de tamaño y forma generales siempre que su volumen no sea inferior a 1 cm3. El peso de la probeta sumergida en agua puede determinarse por medio de un hilo fino que rodee a la probeta y que se una a uno de los extremos de una balanza. El recipiente no debe tocar ni el hilo ni la probeta y cualquier burbuja adherida a la probeta o al hilo debe eliminarse frotando con otro hilo. Los detalles de este método de ensayo se describen en la norma ASTM D 3800-79. La Norma Europea fija cómo determinar el contenido en fibra, resina y tasa de porosidad en materiales aerospaciales: UNE-EN 2564:1999 Material aerospacial. Laminados de fibra de carbono. Determinación del contenido en fibra, resina y tasa de porosidad. La gravedad específica se determina a partir de la relación: ρ=

a a+w−b

(Ec. 5.3.1)


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donde: a : peso de la probeta en seco w: peso del hilo parcialmente sumergido b : peso de la probeta sumergida e hilo parcialmente sumergido La densidad se obtiene multiplicando la gravedad específica por 0.9975. 5.3.1.2.2 Porcentaje en volumen de fibra Método de disolución en ácido El contenido de fibra en materiales compuestos de matriz orgánica se suele determinar disolviendo la resina del material compuesto en un medio que no ataque excesivamente la fibra. Una vez que la resina está completamente disuelta, el residuo (la fibra) es filtrada, limpiada, secada y pesada. La elección del medio que disuelva la resina depende del tipo de matriz: * Ácido nítrico concentrado para resinas de epoxi. * Mezcla de ácido sulfúrico y peróxido de hidrógeno para poliimidas y resinas fenólicas.

Figura 5.3.4 Elementos necesarios para el ensayo de disolución en ácido para determinación de porcentaje en volumen de fibra

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En la norma ASTM D 3171-76 se describen los detalles de este método de ensayo. El porcentaje en volumen de fibra se obtiene a partir del porcentaje en peso de la fibra y de las densidades de la fibra y del material compuesto:

Wf δ %V f = 100 f Wc δc

(Ec. 5.3.2)

donde Wf : Peso de la fibra en el material compuesto Wc : Peso inicial del material compuesto δf : Densidad de la fibra δc : Densidad del material compuesto Si se conoce la densidad de la matriz, δm , la fracción en volumen de vacíos Vv, puede calcularse a partir de la relación: ⎡ Wf Wc − Wf ⎤ + ⎥ ⎢ δm ⎦ δ Vv= 1 − ⎣ f Wc δc

(Ec. 5.3.3)

Si se cree que la fibra va a experimentar algún cambio de peso, se puede hacer una corrección en la fórmula siempre que este cambio sea reproducible en las condiciones de ensayo y que este cambio de peso tenga el mismo valor para la fibra sola que para la fibra en el material compuesto. Esta corrección se lleva a cabo determinando la diferencia de peso entre la fibra después de disolverse como material compuesto y la fibra sola después de disolverse durante un tiempo igual al que estuvo el material compuesto. Método de quemado de resina Según este método, el porcentaje en volumen de fibra se determina quemando la matriz y se utiliza en aquellos materiales compuestos cuyas fibras son atacadas fácilmente por los ácidos mencionados en el apartado anterior. La muestra se coloca en el interior de una mufla calentándose hasta el punto de fusión de la resina, siempre por debajo de la temperatura de oxidación de la fibra. Específicamente, la EN 60 (UNE 53269 80) que determina la pérdida al fuego de plásticos reforzados con fibra de vidrio indica que el cálculo debería ser según la ecuación 5.3.4.

P=

m 2 − m3 100 m1 − m 2

siendo: P la pérdida al fuego

(Ec. 5.3.4)


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m1 la masa del recipiente usado m2 la masa inicial total del recipiente y de la probeta en gr. m3 la masa total del recipiente y del residuo despues de la calcinación

Figura 5.3.5 Mufla para el ensayo de quemado de resina para determinación de porcentaje en volumen de fibra Método directo (cálculo) El porcentaje en volumen de fibra puede determinarse a partir de las densidades de fibra, matriz y del material compuesto, suponiendo que el contenido de vacíos es despreciable. En muchos casos, los materiales compuestos de matriz orgánica se fabrican con un contenido de vacíos menor del 1 %. En estos casos, se acepta calcular el porcentaje en volumen de fibra mediante la siguiente expresión:

%V f = 100

δc − δm δf − δ m

(Ec. 5.3.5)

Siendo δc :

densidad del material compuesto

δm :

densidad de la matriz

δf :

densidad de la fibra

El contenido de poros o burbujas puede evaluarse mediante microfotografías de la sección transversal del material compuesto.

1072


5.4 ENSAYOS DE TRACCIÓN El ensayo de tracción uniaxial constituye el método fundamental para la determinación de datos tales como la especificación del material, inspección, investigación, desarrollo y diseño de componentes estructurales. UNE-EN 2747:1999 Material aerospacial. Plásticos reforzados con fibra de vidrio. Ensayo de tracción. UNE-EN 2561:1996 Material aerospacial. Plásticos reforzados con fibra de carbono. Estratificados unidireccionales. Ensayo de tracción paralelamente a la dirección de la fibra. UNE-EN 2597:1999 Material aerospacial. Plásticos reforzados con fibra de carbono. Laminados unidireccionales. Ensayo de tracción perpendicular a la dirección de las fibras. UNE 53189-2:1977 Materiales plásticos. Placas de materiales estratificados con resinas termoestables. Determinación de la resistencia a la tracción. EN 61 (UNE 53280:1979) Plásticos. Plásticos reforzados con fibra de vidrio. Determinación de las propiedades en tracción. UNE-EN ISO 527-4:1997 Plásticos. Determinación de las propiedades en tracción. Parte 4. Condiciones de ensayo para plásticos compuestos isotrópicos y ortotrópicos reforzados con fibras. UNE-EN ISO 527-5:1997 Plásticos. Determinación de las propiedades en tracción. Parte 5. Condiciones de ensayo para plásticos compuestos unidireccionales reforzados con fibras.

5.4 Ensayos de tracción

1073

Para materiales compuestos unidireccionales y tejidos podemos medir los siguientes parámetros: Ex, Ey, νxy, X e Y

(Ec. 5.4.1)

Siendo Ex y Ey, los módulos de Young en la dirección de la fibra y en la dirección transversal, respectivamente. νxy , el coeficiente de Poisson. X e Y, la resistencia a tracción en la dirección de la fibra y en la dirección transversal, respectivamente. Para laminados simétricos multidireccionales, podemos medir: E1, ν12 y X (resistencia a la tracción de laminados)

(Ec. 5.4.2)

Siendo E1, el módulo del laminado en la dirección de aplicación de la carga. ν12, coeficiente de Poisson. X, resistencia a tracción del laminado en la dirección de aplicación de la carga. Antes de mostrar las características del ensayo según normativa americana ASTM D 3039 para tracción en compuestos fibra-resina, se mostrarán ciertas diferencias entre este ensayo y la normativa europea. La EN 61 y otras como la UNE-EN 2561, presentan diferencias con la normativa americana tales como: la longitud mínima de la probeta (que debe ser de 250 mm en el caso europeo), la forma de la probeta (la EN 61 permite tres tipos de probetas distintas), la longitud de las lengüetas de amarre o talones (que deben ser de un mínimo de 50 mm en el caso europeo, y no tienen por qué terminar en bisel), el espesor para plásticos reforzados (que puede variar entre 2 y 10 mm) y el espesor para materiales aeroespaciales (que debe ser 2 mm), etc. Probeta de ensayo Se aceptan universalmente probetas rectangulares, de sección constante con lengüetas incorporadas en los extremos. La tabla 5.4.1 representa las dimensiones recomendadas. La figura 5.4.1 muestra la geometría de la probeta. Tabla 5.4.1 Dimensiones recomendadas de la probeta en mm

Orientación

Anchura (mm)

Longitud (mm)

Espesor (mm)

0 grados

12.7

127

1 a 2.54

90 grados

25.4

38

1 a 2.54

Multidireccional

25.4

127

1 a 2.54

1074


Figura 5.4.1 Probeta de ensayo a tracción con lengüetas en los extremos

LENGÜETAS DE AMARRE •

Se utilizan generalmente placas de tejido o laminado cruzado de vidrio E/epoxi y aluminio. Las probetas con fibras orientadas a 90 grados se ensayan frecuentemente sin lengüetas de amarre.

•

La longitud de la lengüeta se determina en función de la resistencia a cortadura del adhesivo y la resistencia a tracción del material compuesto. Debe estar comprendida entre 25 y 38 mm.

•

El espesor de la lengüeta varía con el espesor de la probeta, y su rango de variación se encuentra entre 1.5 y 2.5 mm.

•

Se recomienda utilizar cualquier adhesivo de alta deformación compatible con las condiciones ambientales.

•

Finalmente, se recomienda reparar la superficie de unión mediante las operaciones de lijado y limpieza con un disolvente apropiado.

CORTE DE LA PROBETA •

Evitar que los cortes de los bordes sean ásperos o desiguales, así como rayados de la superficie.

•

Utilizar una sierra de diamante impregnada con agua de refrigeración.

•

Los bordes de la probeta deben ser paralelos con un error máximo de 0.125 mm.


1075

PROCEDIMIENTO DE ENSAYO •

Determinar la anchura y el espesor en varios puntos, y tomar los valores mínimos para el cálculo de la sección de la probeta.

•

Aplicar la carga a través de una serie de mordazas en forma de cuña con objeto de generar la presión lateral suficiente para evitar el deslizamiento.

•

Se recomienda que la superficie de la mordaza sea estriada (mantener siempre la superficie estriada limpia).

•

La alineación de los ejes de la probeta respecto a la dirección de carga es extremadamente importante. La flexión debida a la desalineación puede detectarse mediante galgas extensométricas como se representa en la figura 5.4.2.

•

Se recomienda una relación de deformación constante desde 16.7x10-6 a 33.7x10-6s-1. Se acepta también una velocidad de carga constante o una relación de carga constante correspondiente a la relación de deformación.

•

La medición de deformaciones se llevará a cabo mediante:

•

Extensómetro con longitud de galga de 12.5 o 25 mm.

•

Resistencia eléctrica de la galga de deformación: 350 o 120 Ohm. Galga tipo lámina con longitud de 3.3 a 6.5 mm.

•

La desalineación es un problema mucho más serio con materiales anisótropos que con materiales convencionales.

• Es deseable un voltaje bajo en el circuito de la galga extensométrica para minimizar la generación de calor. Se recomienda un voltio.

Nota: la galga # 3 está en la parte superior

ε3

ε1 + ε 2 2 ≤ 0 . 05 ε1

ε1 − ε 2 ≤ 0 .05 ε1

Figura 5.4.2 Posicionamiento de las galgas extensométricas y cálculos para la comprobación de desalineación

1076


Figura 5.4.3 Ensayo de tracción


Figura 5.4.4 Curva tensión-deformación para un material compuesto grafito/epoxi

Figura 5.4.5 Curva tensión-deformación para un material compuesto aramida/epoxi

1077

1078


5.5 ENSAYOS DE FLEXIÓN Este tipo de ensayos se utiliza para control de calidad y especificación de material. Este ensayo no sirve para caracterizar el material. También se usa para determinar la resistencia de las fibras exteriores y el módulo de Young de materiales compuestos homogéneos y poliméricos. Para el caso de ensayo de flexión de laminados multidireccionales, la interpretación de la resistencia y rigidez no es tan sencilla. La Norma Europea especifica los siguientes ensayos: EN 63 (UNE 53288:80) Plásticos reforzados con fibria de vidrio. Determinación de las características de flexión. Método de los tres puntos de apoyo. UNE-EN 2746:1999 Material aerospacial. Plásticos reforzados con fibra de vidrio. Ensayo de flexión. Método de los tres puntos. UNE-EN 2562:1997 Material aerospacial. Plásticos reforzados con fiba de carbono. Laminados unidireccionales. Ensayos de flexión paralela a la dirección de las fibras. UNE 53189-3:1977 Materiales plásticos. Placas de materiales estratificados con resinas termoestables. Determinación de la resistencia a la flexión. UNE-EN ISO 14125:1999 Compuestos plásticos reforzados con fibras. Determinación de las propiedades de flexión. Las figuras 5.5.1 y 5.5.2 muestran los ensayos de flexión a tres y cuatro puntos, respectivamente. El ensayo a tres puntos está diseñado principalmente para materiales que rompen a una deflexión relativamente pequeña.

5.5 Ensayos de flexión

1079

Figura 5.5.1 Ensayo de flexión a tres puntos

Figura 5.5.2 Ensayo de flexión a cuatro puntos

1080


Figura 5.5.3 Ensayo de flexión a tres puntos El análisis del ensayo a tres puntos es: X=

3PL 2 bh 2

PL3

Ex =

4bh 3d

(Ec. 5.5.1)

(Ec. 5.5.2)

donde d = deflexión en el punto medio. El ensayo a cuatro puntos está diseñado fundamentalmente para materiales que alcanzan grandes desplazamientos. El análisis de este ensayo es: X=

3PL 4bh 2

Ex =

11PL3 64bh 3d

donde d = deflexión en el punto medio.

(Ec. 5.5.3)

(Ec. 5.5.4)

5.5 Ensayos de flexión

1081

La probeta debe cargarse hasta que se alcance la rotura a tracción o compresión, o hasta que se alcance la máxima deformación de las fibras en las láminas más exteriores. El desplazamiento no debe exceder el 10 por ciento de la longitud entre apoyos según la ASTM D 790. Se precisa la utilización de factores de corrección para grandes deformaciones. Para los apoyos y puntos de carga se utilizan generalmente bulones. Un diámetro de bulón superior a 6.4 mm minimizará la incrustación localizada y la concentración de tensiones. La relación L/h óptima, depende de la relación entre la resistencia a tracción y a cortadura interlaminar. Se recomiendan relaciones de 16, 32, 40, 60. La EN 63 recomienda diámetros de bulones de 5 mm y 2 mm para el útil de carga y los soportes respectivamente, siendo la relación L/h óptima de 16. Cuando se ensaya una probeta con una relación longitud entre apoyos/espesor baja, el desplazamiento a cortadura puede reducir el módulo aparente. Para la determinación del módulo se recomienda la relación 60:1. La anchura de la probeta b deberá ser mayor que el espesor h, pero no superar la cuarta parte de la longitud entre apoyos.

Figura 5.5.4 Curva tensión-deformación para un material compuesto grafito/epoxi

1082


5.6 ENSAYOS DE COMPRESIÓN Este ensayo permite determinar las constantes elásticas y resistencias a compresión de un material compuesto. Es sabido que es extremadamente difícil determinar resistencias a compresión precisas, fiables y reproducibles en materiales compuestos unidireccionales. Debido al alto grado de anisotropía de estos materiales, la resistencia a compresión es altamente dependiente del método de ensayo utilizado. Una carga ligeramente excéntrica provocará una rotura prematura a pandeo antes que ocurra la rotura intrínseca a compresión. Varios laboratorios han desarrollado algunos utillajes para el ensayo. En consecuencia, la literatura contempla varios métodos de ensayo. El método de aplicación de la carga, ya sea directa sobre el extremo de la probeta o bien de cortadura como se indica en la norma ASTM D3410, tiene una influencia significativa sobre la resistencia a compresión y modo de rotura. La carga de compresión directa sobre la probeta provoca aplastamiento en el extremo de la probeta y rotura por fisuración vertical en materiales ortótropos. Esta rotura por fisuración vertical ocurre a un nivel de tensión considerablemente menor que la resistencia a compresión. Para evitar estos problemas, se recurre a la aplicación de la carga mediante cortadura. El método de ensayo más utilizado es el descrito en la norma ASTM D3410, que usa los utillajes Celanese o IITRI. Estos utillajes son válidos para una probeta de longitud menor de 12.6 mm, siendo inicialmente utilizados para laminados a 0.90 grados y laminados cruzados. La figura 5.6.1 representa la probeta y el utillaje de Celanese.

5.6 Ensayos de compresión

1083

Los espesores recomendados son variables en función del tipo de material: Boro Grafito Vidrio

1.5-2.0 mm 1.5-3.0 mm 3.2-4.0 mm

El cálculo del espesor de la probeta puede llevarse a cabo mediante la fórmula de pandeo de la columna de Euler. Para una columna biapoyada de longitud L Pcrítica = π EI/L2

(Ec. 5.6.1)

Para una columna biempotrada, la carga de pandeo es cuatro veces superior a la biapoyada. El útil de ensayo se coloca entre dos placas, siendo aplicada a continuación la carga a compresión. Normalmente una de las placas tiene un asiento esférico para minimizar la excentricidad de la carga aplicada. La corta longitud de medida de este ensayo presenta ciertos aspectos problemáticos.

Figura 5.6.1 Probeta y utillaje Celanese para ensayos de compresión La medición de las constantes elásticas y resistencias puede estar afectada por efectos localizados en los extremos de la probeta. Este ensayo no puede aplicarse a laminados no orientados con la dirección de la carga, y no puede utilizarse para ensayos a fatiga tracción-compresión. La rotura ocurre normalmente en la zona de amarre de la probeta y no en el área central. Las probetas ensayadas por estos métodos (Celanese e IITRI) frecuentemente rompen prematuramente debido a la inestabilidad provocada por la desalineación de la probeta con respecto a la línea de carga. Para resolver este problema, SACMA (Asociación de Suministradores de Materiales Compuestos Avanzados) ha propuesto la norma ASTM D695 modificada, donde la longitud de galgado es de 5 mm. Con tan corta longitud, los efectos en los extremos de la probeta son de gran importancia, y además los problemas relativos a la inestabilidad siguen existiendo. Aparte de todo esto, la mayoría de las probetas siguen rompiendo en la zona de amarre de la probeta y no en el área central.

1084


Por las razones expuestas anteriormente, la tensión de rotura última determinada a través de estos ensayos puede no ser representativa de la rotura a compresión real del material compuesto. Existe un método de ensayo que utiliza una probeta tipo mini sandwich cuyas pieles están realizadas con el material compuesto a ensayar y el núcleo está formado por matriz pura similar a la matriz del material compuesto a ensayar. La geometría de la probeta así como todas las dimensiones excepto el espesor están dadas por la norma ASTM D3410. Este sandwich se ensaya por medio del utillaje IITRI. La resistencia a compresión en el material compuesto que compone las pieles del sandwich viene dada por la regla de las mezclas para una probeta trabajando a tracción: X´ = (σa - εa E2 V2)/ V1

(Ec. 5.6.2)

Donde V es el tanto por uno en volumen de fibra, σ tensión, ε deformación, y E módulo elástico. Los subíndices a, 1 y 2 representan el sandwich completo, pieles y núcleo respectivamente. Los resultados de las probetas sandwich y ASTM D 3410 (laminado sólido) se reflejan en la Tabla 5.6.1. Las resistencias a compresión obtenidas a partir de la probeta sandwich son significativamente mayores que las dadas por la norma y son comparables a las tensiones de tracción. El resultado más importante de este tipo de ensayo es que no hay evidencia de rotura prematura provocada por inestabilidad de la probeta y que la rotura ocurre en la sección central y no en las zonas de amarre.

Tabla 5.6.1 Comparación de resistencias a compresión obtenidas mediante mini sandwich IITRI y standard IITRI

Vidrio-E/epoxi

62

44

1085

6.4

Laminado sólido ITRI Resistencia, MPa 806

Vidrio-S2/1034

60

58

2238

4.5

1400

AS4/3501-6

62

137

2020

3.1

1260

AS4/APC-2

57

129

1573

3.4

1100

IM8/3501-6

65

x

2270

x

1380

Boro/epoxi

50

x

3625

x

2930

Material

% Volumen de fibra

Sandwich IITRI Módulo, GPa Resistencia, MPa

% CC

5.6 Ensayos de compresión

1085

Figura 5.6.2 Ensayo de compresión

Figura 5.6.3 Detalle de la rotura

1086


Figura 5.6.4 Curva tensión-deformación a compresión para un material compuesto grafito/epoxi

Figura 5.6.5 Curva tensión-deformación a compresión para un material compuesto aramida/epoxi

5.7 Ensayos de cortadura plana

1087

5.7 ENSAYOS DE CORTADURA PLANA Este ensayo determina la resistencia a cortadura plana. Existen varios tipos de ensayos:

5.7.1 Ensayo basado en la probeta [45/-45]2s Este ensayo queda recogido en la siguiente Norma Europea: UNE-EN ISO 14129:1999 Materiales compuestos plásticos reforzados con fibras. Determinación de la respuesta de esfuerzo de cizalla/deformación a la cizalla plana, que incluye el módulo y la resistencia de cizalla plana por el método de ensayo de tracción a ±45º. Es un ensayo simple que sigue el mismo procedimiento que el ensayo de tracción. La figura 5.7.1 representa la probeta y el posicionamiento de las dos galgas extensométricas. A partir de las deformaciones medidas transversal y longitudinalmente, podemos deducir el módulo a cortadura como sigue: S = τ12 =

p 2bd

E s = G12 =

(Ec. 5.7.1) S

( ε1 + ε2 )

(Ec. 5.7.2)

1088


donde p es la carga aplicada, b anchura de la probeta, d espesor de la probeta, S tensión de cortadura, y ε1 y ε2 deformaciones axial y transversal respectivamente. La teoría clásica de placas laminadas indica que existe un estado combinado de tensiones en la probeta más que un estado de cortadura pura. Sin embargo, los resultados de este ensayo son comparables a los obtenidos mediante un ensayo de torsión donde el estado es de cortadura pura. Este método presenta la ventaja de que la probeta es sencilla y barata de fabricar y no se requiere ningún utillaje especial para llevar a cabo el ensayo. En este ensayo de cortadura, la relación tensión-deformación no es lineal por lo que la interpretación del diagrama debe hacerse con sumo cuidado.

Figura 5.7.1 Posicionamiento de las galgas extensométricas para la medida de las propiedades a cortadura a partir de una probeta [45/-45]2s a tracción

Figura 5.7.2 Curva tensión-deformación de un ensayo a tracción de la probeta (45/-45)2s de un material compuesto grafito/epoxi


1089

Figura 5.7.3 Curva tensión-deformación de un ensayo a tracción de la probeta (45/-45)2s de un material compuesto aramida/epoxi

5.7.2 Ensayo de los carriles de cortadura En este caso, la probeta, una placa rectangular plana se ensaya en un utillaje de dos o tres carriles. Este último caso se ha representado en la Figura 5.7.4.

Figura 5.7.4 Utillaje de tres carriles para ensayo de cortadura

1090


Partiendo de la carga y de los datos proporcionados por las galgas extensométricas, se puede llevar a cabo el análisis siguiente: σs = P / ( 2 A )

(Ec. 5.7.3)

εs = 2 ε45

(Ec. 5.7.4)

Es = σs / εs

(Ec. 5.7.5)

donde A = bh, b = longitud, h = espesor Respecto al carril se deben hacer las siguientes recomendaciones: •

El taladrado de los agujeros debe sobredimensionarse con objeto de evitar concentraciones de tensiones cuando se lleva a cabo el apriete de los tornillos.

•

Debe incorporarse a los carriles, papel o tejido abrasivo con objeto de mejorar el agarre.

Respecto a la probeta: •

Los agujeros deben ser taladrados y escariados. Utilizar una taladradora ligeramente impregnada con carburo. Los agujeros deben ser mayores que los tornillos.

•

Aplicar un momento de 7 a 70 Nm a cada tornillo. Los tornillos deben apretarse de forma uniforme.

•

El modelo establecido de apriete debería ajustarse al apriete manual. El nivel final se debe alcanzar en dos o tres etapas.

Respecto al ensayo: •

A menos que se especifique lo contrario, utilizar una relación de carga de 1 a 1.5 mm/min.

•

Aplicar una precarga y liberar con objeto de alinear las cabezas y los carriles. El alineamiento puede mejorarse utilizando un asiento esférico entre la cabeza de carga y el centro del carril.

Otros aspectos: •

Para laminados unidireccionales, la orientación de las fibras puede ser paralela o perpendicular a los ejes longitudinales de los carriles. La orientación perpendicular genera una resistencia a la cortadura mayor que la orientación paralela.

•

La rotura en la orientación paralela comienza frecuentemente en las esquinas del carril debido a la concentración de tensiones localizadas.

5.7.3 Ensayo de Iosipescu Cuando la probeta se carga, se produce una tensión de cortadura entre los extremos de las dos entallas, siendo nulos el momento flector y la tensión normal. La tensión de cortadura existe debido a la existencia de dos momentos flectores generados por dos pares de fuerzas como se ilustra en la figura 5.7.5.


1091

Figura 5.7.5 Esquema del ensayo de Iosipescu Bajo tal configuración, se induce un estado de tensión de cortadura constante a lo largo de la sección media de la probeta de ensayo y está dada por: S = P / (wt)

(Ec. 5.7.6)

Donde t es el espesor de la probeta. La carga de cortadura se consigue mediante un utillaje de cortadura que impide la rotación de los extremos de la probeta. Existen diferentes tipos de probetas y utillajes en este ensayo.

5.7.4 Ensayo de probeta orientada a 10o El ensayo de probeta orientada a 10o, se usa para caracterización de cortadura plana de materiales compuestos con fibra continua. El estado de tensiones en la probeta está dada por las siguientes ecuaciones de transformación, obtenidas a partir de la ecuaciones de equilibrio: σxx = σ1 cos2 θ

(Ec. 5.7.7)

σyy = σ1 sen2 θ

(Ec. 5.7.8)

σxy = σ1 sen2 θ

(Ec. 5.7.9)

σ1 es la tensión aplicada, σxx, σyy y σxy son las tensiones longitudinal, transversal y de cortadura, respectivamente, y θ es el ángulo entre la dirección de la carga y la dirección de las fibras. Para la probeta orientada 10o, sustituyendo 10o por θ en las ecuaciones anteriores, se obtiene: σxx = 0.9070 σ1

(Ec. 5.7.10)

σyy = 0.030 σ1

(Ec. 5.7.11)

σxy = 0.171 σ1

(Ec. 5.7.12)

1092


Respecto a la rotura a cortadura, si no se contempla la interacción de tensiones combinadas, deben satisfacerse las siguientes condiciones: τxy /σxx > S/X

(Ec. 5.7.13)

τxy /σyy > S/Y

(Ec. 5.7.14)

Estas desigualdades se cumplen en la mayoría de los materiales compuestos de fibra continua. Además, en la mayor parte de los materiales compuestos avanzados, las tensiones longitudinal y transversal calculadas son aproximadamente el 60 y el 40 % de sus respectivas tensiones de rotura cuando la tensión de cortadura calculada alcanza la resistencia a cortadura. Como la contribución de las tensiones longitudinal y transversal a la rotura a cortadura es muy pequeña, el uso de probetas orientadas 10o es justificable. El efecto de la interacción de tensiones combinadas en la carga de rotura parece ser despreciable.

5.8 Ensayos de cortadura interlaminar

1093

5.8 ENSAYOS DE CORTADURA INTERLAMINAR Los ensayos descritos en el capítulo anterior pueden también utilizarse para evaluar la cortadura interlaminar. Además de los cuatro ensayos expuestos, existen dos que son específicos para cortadura interlaminar La Norma Europea especifica los siguientes ensayos: UNE-EN 2563:1997 Material aerospacial. Plásticos reforzados con fibra de carbono. Estratificados unidireccionales. Determinación de la resistencia aparente al cizallamiento interlaminar. UNE-EN 2377:1993 Material aerospacial. Plásticos de fibra de vidrio. Método de ensayo. Determinación de las probetas de cizallamiento aparente interlaminar. UNE-EN ISO 14130:1999 Materiales compuestos plásticos reforzados con fibras. Determinación de la resistencia a la cizalla interlaminar aparente por el método de ensayo de flexión con poca separación entre apoyos.

5.8.1 Cortadura de viga corta Este ensayo se utiliza únicamente para estimar la tensión de cortadura interlaminar. Como se representa en las figuras 5.8.1 y 5.8.2, con una relación longitud/espesor adecuada, se obtendrá un modo de rotura interlaminar en lugar de la típica rotura a tracción.

1094


Figura 5.8.1 Ensayo de flexión a tres puntos

Figura 5.8.2 Ensayo de flexión a cuatro puntos

La resistencia a cortadura interlaminar SI viene dada por la siguiente expresión:

SI =

3P 4bh

(Ec. 5.8.1)

donde P es la carga y b y h son la anchura y el espesor de la viga, respectivamente. Este ensayo no es adecuado para caracterización del material, porque la rotura no suele aparecer en la línea neutra de la viga. Por lo tanto, es importante conocer la localización exacta y el modo de rotura. La relación longitud/espesor debe seleccionarse de manera adecuada con objeto de inducir un modo de rotura por cortadura interlaminar. La relación entre la tensión de tracción en las láminas más exteriores (sx) y la de cortadura interlaminar (ss) es función de la relación longitud/espesor como se muestra en la figura 5.8.3. Según la UNE-EN ISO 14130, las relaciones serían l/h = 10 y b/h=5 en el caso de que no se pudiera o no se quisiera utilizar una probeta normalizada con h=2mm, l=20mm y b=10mm.


1095

Figura 5.8.3 Relación de tensiones en función de la relación longitud/anchura Siempre que se tome una relación longitud/espesor por encima de la línea de referencia, para una relación de resistencias, se obtendrá una rotura por cortadura. Por ejemplo, para una relación de resistencias de 10 (es decir, la resistencia a tracción es diez veces superior que la resistencia a cortadura interlaminar), si se pretende obtener una rotura por cortadura interlaminar, la relación longitud/espesor deberá ser menor que 5 para un ensayo de 3 puntos y menor que 10, para un ensayo de 4 puntos.

5.8.2 Cortadura de una probeta con entalla doble En la figura 5.8.4, se muestra una probeta con entalla doble para un ensayo de cortadura interlaminar. Las dos entallas penetran una distancia igual al semiespesor y están separadas una distancia L.

Figura 5.8.4 Esquema de probeta con entalla doble para ensayo de cortadura interlaminar Ante una carga de tracción o de compresión, la distribución de la tensión de cortadura a lo largo del plano central entre las dos entallas está dada por: SI = P / ( W L)

(Ec. 5.8.2)

1096


La geometría de la probeta debe ser tal, que sólo existan tensiones de cortadura y que la rotura sea por cortadura interlaminar. Es conocido que existe una concentración de tensiones considerable en torno a los extremos de las entallas. La variación de la tensión de cortadura, σs en la zona entre las entallas se representa en la figura 5.8.5. La relación de tensiones de cortadura Ss/SI varía con el valor de q. q=

l t

G E

(Ec. 5.8.3)

Donde t es el espesor, G el módulo de cortadura y E el módulo de Young. El factor de concentración de tensiones disminuye con el valor de q y alcanza la unidad para q=0.5. Además, el momento flector M = Pt/2 genera una tensión normal en el extremo de la entalla, lo cual tiene gran influencia en el valor de la tensión de cortadura. La tensión normal es de tracción para cargas de tracción y de compresión para cargas de compresión. Esta es la explicación de que la carga de rotura en compresión sea casi dos veces superior a la carga de rotura en tracción. Del análisis tensional en la probeta con entalla doble se deduce que es deseable un valor relativamente pequeño de L/t con objeto de que las tensiones interlaminares se distribuyan sobre la totalidad de la probeta evitando una concentración de tensiones en torno a los extremos de las entallas. Para valores elevados de L/t, se origina un campo de tracción pura sobre la práctica totalidad de la probeta.

Figura 5.8.5 Variación de la tensión interlaminar a lo largo del plano central entre entallas


1097

Figura 5.8.6 Fotografía mostrando el ensayo de probeta con entalla doble

Figura 5.8.7 Foto de rotura por cortadura interlaminar en el ensayo de probeta con entalla doble

1098


5.9 ENSAYOS DE FATIGA Los ensayos de fatiga son necesarios para obtener los niveles de tensión admisibles, fundamentales para la selección de materiales, la verificación de modelos analíticos y el estudio del efecto de factores tales como el tipo de probeta, dimensiones, medio ambiente, forma de la carga cíclica, frecuencia etc. Existen muchos factores que modifican la resistencia a fatiga de un material compuesto, no sólo las variables propias del material y del ensayo de laboratorio sino también otras relacionadas con las condiciones de servicio medioambientales y con los procesos de fabricación. En otras palabras, el diseñador no puede únicamente referirse al diagrama S-N (basado en probetas de laboratorio perfectamente mecanizadas) para obtener la resistencia a fatiga de una pieza porque el valor obtenido en el laboratorio puede ser considerablemente mayor que el correspondiente al comportamiento real de la pieza. Los ensayos de fatiga estudiados en este capítulo están referidos al material siendo el objetivo obtener las propiedades del material más que de una pieza o estructura. El valor medio de estos ensayos es útil para la selección de materiales y el análisis de la influencia de factores tales como el proceso de fabricación, los cambios medioambientales y factores geométricos como entallas.

5.9.1 Métodos de ensayo y definición de probetas Las probetas utilizadas varían en función del objetivo del ensayo. Las probetas según (ASTM D3039) se utilizan habitualmente para estudiar la fatiga de materiales compuestos y verificación de modelos analíticos. Esta probeta sirve únicamente para cargas de fatiga tracción-tracción. Esta probeta puede utilizarse también para otros tipos de carga (compresión-compresión o tracción-compresión) si se utiliza algún dispositivo para evitar el pandeo de la probeta generado por las cargas de compresión. El número de

5.9 Ensayos de fatiga

1099

repeticiones depende del objetivo del ensayo. En ASTM STP91-A se puede encontrar una recomendación sobre el número de repeticiones y métodos estadísticos aplicables. En ensayos de fatiga de materiales compuestos se utiliza una gran variedad de condiciones de carga incluyendo ensayos medioambientales. Las cargas cíclicas pueden clasificarse en cargas de amplitud constante y variable. Para la determinación de curvas S-N y parámetros de modelos de vida a fatiga se recomienda utilizar cargas de amplitud constante y diferentes coeficientes de tensión (R = smin / smax). Para generar una curva S-N completa se recomienda también cargas de tracción-tracción (R>= 0), tracción-compresión (R<=0) y compresión-compresión (R>= 0). Las formas de la onda cíclica y la frecuencia son parámetros importantes que afectan significativamente la vida a fatiga de un material compuesto. La frecuencia de un ensayo de fatiga de un material compuesto varía de 0.1 a 30 Hz. Las frecuencias menores generalmente reducen la vida a fatiga y su efecto es mayor en laminados con rotura de matriz dominante. Aunque la onda senoidal es la más utilizada, también se usan ondas de tipo diente de sierra, trapezoidal, cuadrada etc. Las ondas trapezoidales y cuadradas producen una mayor reducción en la vida a fatiga que la onda senoidal. Por lo tanto, se recomienda seleccionar la frecuencia y forma de onda más parecida a las condiciones reales de trabajo.

5.9.2 Reducción de datos de fatiga Hasta la fecha, no existe una metodología de análisis de vida a fatiga de materiales compuestos suficientemente precisa. A lo largo del tiempo, varios investigadores han propuesto diferentes métodos. Entre éstos, las metodologías de predicción de vida estadística han sido las más importantes. Aún así es muy difícil desarrollar un modelo analítico que tenga en cuenta todos los complejos procesos de rotura que tienen lugar durante la fatiga de los materiales compuestos. Tradicionalmente el comportamiento a fatiga de los materiales se ha expresado mediante la relación entre la tensión de fatiga y la vida a fatiga o ciclos de rotura. Aunque no se han seguido reglas generales para la caracterización del diagrama S-N, las siguientes ideas constituyen una vía general para este tema. Normalmente se realizan ensayos de fatiga a amplitud constante bajo un número variable entre tres y cinco niveles de tensiones. Los valores límite de los niveles de tensiones se eligen aproximadamente de manera que los ciclos de fatiga bajo los niveles de tensiones extremos oscilen entre 104 y 106 ciclos. Los valores de otros niveles de tensiones intermedios se eligen arbitrariamente. El número de probetas a ensayar bajo cada nivel de tensión depende del grado de dispersión de los datos y de la disponibilidad de probetas y tiempo de ensayo, pero en materiales compuestos es normal la utilización de cuatro a diez probetas aproximadamente. En los materiales compuestos es normal una gran variación de la vida a fatiga, así el diagrama S-N obtenido a partir de la vida media se considera únicamente como una curva aproximada, pudiendo generarse errores dependiendo del grado de dispersión existente para el material considerado. En vista de la variabilidad de los resultados de los ensayos, se va a desarrollar un procedimiento para evaluar la resistencia a fatiga de manera más precisa. Supongamos que los datos de fatiga siguen una clásica ley exponencial y una distribución de Weibull de dos parámetros. La curva S-N toma la forma K Sb N = 1 donde K y b son parámetros.

(Ec. 5.9.1)

1100


Los parámetros K y b puede estimarse utilizando una regresión lineal de mínimos cuadrados ya que la ecuación 5.9.2 representa una línea recta después de una transformación logarítmica. La vida a fatiga Ni para cada nivel de tensión Si puede ser reemplazada por la vida característica a fatiga bi. Tomando logaritmos, se obtiene: ln bi = -b ln Si - ln K

(Ec. 5.9.2)

Los valores de b y K pueden determinarse fácilmente aplicando un análisis de regresión lineal por mínimos cuadrados.

5.9.3 Modelo de degradación de resistencia Este modelo permite predecir la distribución estadística de la vida a fatiga y de la resistencia residual. La resistencia residual se va a referir a la totalidad del daño en el material más que a la longitud de una grieta ya que la rotura de los materiales compuestos a fatiga se caracteriza por existir una multitud de agrietamientos de matriz y roturas de fibras más que por la propagación de una única grieta. El modelo de degradación de resistencia se basa en la hipótesis de que la distribución de resistencia estática y la vida a fatiga siguen una distribución de Weibull de dos parámetros, con un parámetro de forma ao y un parámetro de escala bo para la resistencia estática y af y bf para la vida a fatiga. La vida a fatiga sigue una ley exponencial como se indica en la ecuación 5.9.2. Este modelo genera las siguientes expresiones: Relación entre resistencia estática, X(o)c y resistencia residual, X(n)c: X(n)c = X(o)c - boc K Sb n

(Ec. 5.9.3)

Distribución de resistencia residual: ⎡ ⎢ R ( x ) = exp ⎢ − ⎢ ⎢ ⎣⎢

c ⎫ ⎧⎛ ⎪ ⎜ x ⎞⎟ b⎪ + nKS ⎨⎜ ⎬ ⎟ ⎪⎩ ⎝ b o ⎠ ⎪ ⎭

ao c

⎤ ⎥ ⎥ ⎥ ⎥ ⎦⎥

(Ec. 5.9.4)

y distribución de vida a fatiga:

⎡ ⎢ ⎛ ⎢ ⎜ n R ( n ) = exp ⎢ − ⎜ ⎢ ⎜ 1 ⎢ ⎜⎝ KS b ⎢⎣

ó

⎡ ⎛ n ⎞af ⎤ R(n) = exp⎢− ⎜ ⎟ ⎥ ⎢⎣ ⎝ N ⎠ ⎥⎦

donde c = ao /af

⎞ ⎟ ⎟ ⎟ ⎟ ⎠

ao c

⎤ ⎥ ⎥ ⎥ ⎥ ⎥ ⎥⎦

(Ec. 5.9.5)


1101

Ejemplo 5.1 En las Tablas 5.9.1 y 5.9.2 respectivamente se muestran la resistencia estática y vida a fatiga de laminados grafito/epoxi. El ensayo de fatiga fue llevado a cabo mediante una tensión de fatiga tracción-tracción con R = 0.1 a 10 Hz. Tabla 5.9.1 Datos de fatiga para el laminado [0/90/±45]s carbono epoxi T300/5208 Nivel de Tensión

Ciclo de Rotura a Fatiga

(MPa)

(10Hz)

483

1150

1850

2436

3768

6898

448

2620

4920

6490

7000

9020

414

10300

21270

22550

28760

78720

375

71050

108550

168700

169480

325780

345

412000

614960

764680

1333390

1367890

Los parámetros de Weibull de resistencia estática se estimaron en las ecuaciones de probabilidad máxima y están dados por ao = 18.0 y por

bo = 598.4 MPa

(Ec. 5.9.6)

La estimación conjunta af del parámetro común af se obtiene a partir de los datos de fatiga y está dada af = 1.95

(Ec. 5.9.7)

El valor estimado βi de la vida característica se calcula mediante las ecuaciones de probabilidad máxima con af = 1.95. Los valores están representados en la tabla 5.9.2. Tabla 5.9.2 Valores estimados de βi

Si

βi

483

3.779

448

6.364

414

39.834

375

188..78

345

974.263

1102

Capítulo V. Ensayos y calidad Tabla 5.9.3 Determinación de l*γγ

m

γ

3

n 5

6

7

8

9

10

0.90

0.655

0.578

0.533

0.488

0.453

0.420

3

0.95

0.875

0.768

0.701

0.639

0.589

0.548

3

0.98

1.116

0.997

0.905

0.816

0.751

0.710

4

0.90

0.656

0.571

0.521

0.480

0.445

0.422

4

0.95

0.849

0.746

0.679

0.628

0.581

0.555

4

0.98

1.094

0.955

0.858

0.781

0.736

0.700

5

0.90

0.648

0.570

0.513

0.466

0.436

0.416

5

0.95

0.836

0.737

0.660

0.606

0.569

0.537

5

0.98

1.063

0.940

0.845

0.764

0.710

0.671

El coeficiente c en el modelo de degradación de resistencia residual se estima mediante c = ao/ af = 18.0/1.95 = 9.231

(Ec. 5.9.8)

La ecuación 5.9.2 se ha estimado a través de una regresión lineal de mínimos cuadrados a partir de los datos dados en la tabla 5.9.2, siendo la ecuación resultante ln βi = -17.33 ln Si + 114.985

(Ec. 5.9.9)

y a partir de esta ecuación las constantes b y K son: b = 17.33 y

K = e-114.985 = 1.155 x 10-50

(Ec. 5.9.10)

El valor crítico l*0.95 = 0.836 se ha obtenido a partir de la tabla 5.9.3 (para m = 5 y n = 5), porque hay cinco niveles de tensión y cinco repetitivas y las relaciones de la curva S-N para Ni = βi (nivel de confianza del 95 %) y Ni = XAi (nivel de confianza del 99 %) son como sigue: lnβi = -17.33 ln Si + 114.555

(Ec. 5.9.11)

para un nivel de confianza del 95 %, y ln XAi = -17.33 ln Si + 112.195

(Ec.5.9.12)

para un valor admisible (99 %). La figura 5.9.1 muestra la curva S-N para estos datos. Se ensayaron nueve probetas para determinar la resistencia residual después de 10.000 ciclos de fatiga tracción-tracción a un nivel de tensión de 414 MPa, y sus valores son 466, 522, 554, 564, 581, 586 y 606 MPa. La figura 10.2 muestra la comparación entre la distribución teórica con los resultados experimentales. Para representar la distribución de tensión residual, se ha usado el rango medio Pj = (j-3)/(n+0.4) de cada punto experimental, kj .


1103

Figura 5.9.1 Diagrama S-N

Figura 5.9.2 Diagrama de función/distribución vs resistencia residual

1104


5.10 ENSAYOS DE FRACTURA INTERLAMINAR 5.10.1 Introducción: Teoría de la mecánica de fractura elástico lineal aplicada al análisis de la delaminación en materiales compuestos. La mecánica de fractura elástico lineal (MFEL) ha despertado mucha controversia sobre su idoneidad como herramienta para la predicción del fallo de laminados de materiales compuestos con grietas o cortes en el plano, debido a la presencia de extensas zonas de daño subcrítico en el vértice de la grieta; sin embargo, es aplicada de forma generalizada al estudio de la delaminación o fractura. Aunque existen determinados casos en los que la extensión del daño (no-linealidad del material, rotura de fibras, agrietamiento de matriz...) en el vértice de la delaminación limita seriamente la aplicación de la MFEL, como puede ocurrir con algunas resinas termoplásticas o con termoestables modificadas, o cuando la delaminación se propaga entre determinadas secuencias de apilamiento, puede afirmarse que industria y ciencia aceptan de forma general la utilización de la MFEL para el análisis de la delaminación en materiales compuestos. Según la MFEL, aplicando el criterio energético de Griffith [1] y las posteriores modificaciones de Irwin [2], se establece que el crecimiento de la grieta (en nuestro caso, avance de la delaminación ) se produce cuando la tasa de relajación de energía de deformación, G, supera un determinado valor, Gc. Este valor crítico Gc, es la tenacidad de fractura. En realidad cabe distinguir tres tenacidades de fractura: GI, GII y GIII, correspondientes cada uno de ellos a los tres modos posibles de extensión de la grieta: apertura, cortadura y rasgado (ver figura 5.10.1).

5.10 Ensayos de fractura interlaminar

1105

Figura 5.10.1 Modos de fractura interlaminar La MFEL define la tasa de relajación de energía elástica para un sólido agrietado según G=

d (W − Ue ) dA

(Ec. 5.10.1)

donde W es el trabajo de las fuerza externas sobre el sólido y Ue es la energía elástica acumulada en el mismo. Consideremos por simplicidad una placa de forma genérica pero de espesor uniforme B y que contiene una grieta de longitud a que se propaga de forma auto-similar (sin cambios en su geometría) cuando se aplica una carga P produciendo un desplazamiento u, tal y como se muestra en la figura 5.10.2, la ecuación 5.10.1 puede escribirse como G=

1 d (W − U e ) B da

(Ec. 5.10.2)

Figura 5.10.2 Carga P sobre placa de espesor constante con grieta transversal La curva carga/desplazamiento correspondiente al cuerpo que se muestra en la figura 5.10.2 tendrá la forma que se muestra en la figura 5.10.3 si consideramos un sistema lineal.

1106


Figura 5.10.3 Curva carga/desplazamiento en el avance de grieta A partir de la figura 5.10.3 podemos definir graficamente W y Ue. W = A’ABB’ dUe = OBB’ y considerando la ecuación 5.10.2 se obtiene BGda = (0AA’+A’ABB’)-OBB’ Es decir, la tasa de relajación de energía coincide con el área sombreada de la figura 5.10.3. Este hecho constituye la base para el método gráfico de reducción de datos de los ensayos. Hasta el instante en el que se produce el crecimiento de la grieta desde a hasta a+da, el desplazamiento es proporcional a la carga, u=CP, donde C es la flexibilidad. La energía elástica contenida en el punto A es Ue =

1 1 Pu = CP 2 2 2

(Ec. 5.10.3)

con lo que la ecuación 5.10. 2 puede transformarse en

G=

1 ⎛⎜ du 1 d (CP 2 ) ⎞⎟ 1 ⎛⎜ d (CP) 1 d (CP 2 ) ⎞⎟ P 2 dC − = − = P P B ⎜⎝ da 2 da ⎟⎠ B ⎜⎝ da 2 da ⎟⎠ 2 B da

(Ec. 5.10.4)

La ecuación 5.10.4 muestra que el valor de G es independiente de como cambia P, dado que cualquier trabajo externo adicional va a ser acumulado como energía y G sólamente depende del cambio de la flexibilidad.


1107

Combinando las ecuaciones 5.10.3 y 5.10.4, se obtienen las dos definiciones más habituales de la tasa de relajación de energía:

G=

1 dU e B da

G=−

Pconst

1 dU e B da

u const

(Ec. 5.10.5)

(Ec. 5.10.6)

La ecuación 5.10.5 corresponde a la definición de la tasa de relajación de energía para carga constante y la ecuación 5.10.6 a la tasa de relajación de energía para desplazamiento impedido. Puede observarse que G es siempre la derivada de la energía elástica con respecto a la longitud de grieta: bajo carga constante la energía elástica aumenta y bajo desplazamiento impedido disminuye. Físicamente, esto significa que cuando tenemos desplazamiento impedido el trabajo de las fuerzas externas es nulo y la energía disipada en el crecimiento de la grieta es aportada por la energía elástica acumulada.

5.10.2 Teoría de vigas aplicada al análisis de la fractura interlaminar Como veremos más adelante, además del método gráfico (figura 5.10.3), existen dos métodos principales para el cálculo de los valores críticos de la tasa de relajación de energía. Estos métodos son el de calibración en flexibilidad (basado en la ecuación 5.10.4) y la teoría modificada de vigas. A continuación se muestra la base teórica en la que se apoya este segundo método. La aplicación de la teoría modificada de vigas se extiende solamente al cálculo de GI y GII. Se basa en la utilización de la teoría clásica de vigas para calcular el valor de G en función de los esfuerzos (axiles y cortantes) y momentos flectores en el vértice de la grieta, sin que sea necesario pasar por el cálculo de la energía de deformación, e incluyéndose después distintas modificaciones para incorporar efectos que no son considerados en la teoría clásica de vigas. A continuación se presenta la aplicación de la teoría clásica de vigas a la MFEL según J. G. Williams [3]. Consideremos una viga laminada de anchura B y espesor h con una delaminación, extendida a todo el ancho de la viga, situada a una distancia h1 de la cara superior de la viga y que se propaga de forma autosimilar, tal y como se muestra en la figura 5.10.4. Dado que los ensayos de fractura interlaminar corresponden en la mayoría de casos a apilamientos unidireccionales, consideraremos también que el material es homogéneo (no es necesario que sea isótropo). En la figura 5.10.4 se muestran también las posibles cargas que pueden actuar en el vértice de la grieta.

1108


Figura 5.10.4 Esfuerzos en el vértice de la delaminación Es necesario indicar que el esfuerzo axil en la parte no delaminada se considera aplicado en h*=h1+h2P1/ (P1+P2) de forma que flectores y axiles estén desacoplados; por supuesto, en casos de carga generales sería necesario tener en cuenta la relación entre P y M. Dado que la densidad de energía de deformación elástica por unidad de longitud para una viga sometida a un flector M viene dada por M2/2EI, con I=Bh3/12, si consideramos solamente la aportación de los flectores a G tendremos, a partir de la ecuación 5.10.5:

G=

1 dUe B da

= M

1 ⎛⎜ M12 M 22 (M + M 2 )2 ⎞⎟ + − 1 B ⎜⎝ 2E11I1 2 E11I2 2 E11I ⎟⎠

(Ec. 5.10.7)

Para simplificar tanto la expresión anterior como otras que se presentarán a continuación, se define λ=h1/h, de forma que tenemos I1=λ3I e I2=(1-λ)3I, con lo que la ecuación 5.10.7 quedaría como:

G=

⎞ 1 ⎛⎜ M12 M 22 + − (M1 + M 2 )2 ⎟ 3 3 ⎜ ⎟ 2 BE11I ⎝ λ (1 − λ ) ⎠

(Ec. 5.10.8)

De la misma forma, considerando únicamente los axiles, y dado que la densidad de energía de deformación por unidad de longitud en una viga sometida a un axil P viene dada por P2/EA, tendremos G=

⎛ P12 ⎞ 1 P2 ⎜ + 2 − (P1 + P2 )2 ⎟ ⎟ 2 BE11A ⎜⎝ λ (1 − λ ) ⎠

(Ec. 5.10.9)

donde A=Bh La densidad de energía de deformación en el caso de considerar los cortantes de forma aislada, y asumiendo una distribución parabólica para las tensiones de cortadura, viene dada por 6V2/(5G13A). Por tanto:

G=

⎛ V12 ⎞ 3 V22 ⎜ + − (V + V )2 ⎟ 5BG13A ⎜⎝ λ (1 − λ ) 1 2 ⎟⎠

(Ec. 5.10.10)


1109

A continuación veremos como los valores de G obtenidos a partir de las expresiones anteriores pueden ser separados en GI y GII. Si consideramos solamente la flexión, el modo I correspondería en los brazos delaminados de viga a momentos de igual valor pero distinto signo, y el modo II a momentos que diesen lugar a un mismo radio de curvatura (E11I1/M1=E11I2/M2). Por tanto, si definimos ϕ=I2/I1=((1-λ)/λ)3, la división de M1 y M2 en los modos MI y MII correspondería a M1=MII-MI y M2=MI+ϕMII. Introduciendo estos valores en la ecuación 5.10.8 se obtiene

G=

(

⎛ 1 ⎜ M II − M I 2BE11I ⎜⎜ λ3 ⎝

) + (M 2

I

+ ϕM II

(1 − λ )3

)

2

⎞ ⎟ − (1 + ϕ)M II2 ⎟ ⎟ ⎠

(Ec. 5.10.11)

Puede comprobarse que al desarrollarse la expresión anterior desaparecen los términos cruzados MIMII, de modo que G puede separarse en GI y GII como:

GI =

(M 2 − ϕM1 ) 1 1 1+ ϕ M 2I = 2 BE11I (1 − λ )3 (1 + ϕ) 2BE11I (1 − λ )3

(Ec. 5.10.12)

G II =

(1 − λ ) (1 + ϕ)M 2 = 3 (1 − λ )(M 2 + M1 )2 3 II 2 BE11I λ2 2BE11I λ2 (1 + ϕ)

(Ec. 5.10.13)

Para los esfuerzos axiales la separación de G en las componentes asociadas a los modos I y II se realiza según P1=PII+PI y P2=PII+PI(1-l)/l; esto asegura que GI=0 (como corresponde a cargas axiales), de modo que GII se obtiene directamente de la ecuación 5.10.9. Con sólo esfuerzos cortantes que GII=0, con lo que GI sería obtenida directamente de la ecuación 5.10.10, sin realizar una partición global de V1 y V2 en VI y VII, ya que localmente podrían corresponder a desplazamientos no compatibles (penetración entre caras de la grieta). En realidad, si se tiene en cuenta el alabeo de la sección es claro que la aportación de las cortantes a GII no es nula, existiendo distintas aproximaciones teóricas para considerar dicha aportación [4].

5.10.3 Modo I (Ensayo DCB) 5.10.3.1 Descripción de probeta y método de ensayo El ensayo más utilizado para caracterizar la tenacidad de fractura interlaminar en modo I de materiales compuestos es el ensayo tipo DCB, double cantilever beam. Este ensayo es el único que esta normalizado (ASTM D5528) [5] de entre todos los utilizados para caracterizar la fractura interlaminar en cualquiera de los tres posibles modos puros o en modos mixtos. El esquema del ensayo y de la probeta utilizada se muestran a continuación en la figura 5.10.5 y la figura 5.10.6. Aunque la aplicación exacta de la norma se limita a apilamientos unidireccionales, este ensayo se utiliza también para caracterizar otras configuraciones, debiendo tenerse en cuenta en cada caso las particularidades que puedan aparecer asociadas con el apilamiento ensayado y con la orientación de las láminas entre las que se sitúe la delaminación.

1110


Figura 5.10.5 Ensayo DCB

Figura 5.10.6 Probetas par el ensayo DCB La probeta, como se muestra en la figura 5.10.6, es un espécimen rectangular de espesor y anchura uniforme formado por un número par de láminas unidireccionales, con un inserto no adhesivo (generalmente politetrafluoretileno) introducido en el plano medio para generar la delaminación inicial. En el extremo en el que se sitúa la delaminación inicial se pegan dos bisagras de piano o dos bloques para permitir la introducción de la carga. Las dimensiones recomendadas para la probeta se indican a continuación: L ≥ 125 mm

5 mm ≥ h ≥ 3 mm

25 mm ≥ B ≥ 20 mm

a = 50 mm

La normativa ASTM permite modificar los valores de a y h, siempre y cuando se cumpla la siguiente recomendación:

a ≥ 0,042

h 3E11 G Ic

En el caso de que se utilicen bloques para la introducción de la carga debe cumplirse además con el siguiente criterio:

t≈

0.0434h 3E11 h + 0.01 + a2 G Ic 4

En el caso de que no sea posible seguir dicha recomendación la norma indica como deben modificarse los resultados del ensayo.


1111

El espesor del inserto utilizado para generar la delaminación no debe ser superior a 13 µm, ya que solamente por debajo de este valor es posible asegurar la independencia del valor de GIc obtenido en el ensayo del espesor del inserto. El ensayo debe realizarse con control de desplazamiento a una velocidad de 0.5 mm/min. El extremo no cargado de la probeta debe estar soportado en el inicio del ensayo (ver figura 5.10.5), pudiendo abandonar ese soporte durante el mismo. La longitud de la grieta durante el ensayo puede ser controlada mediante unas marcas graduadas realizadas en el canto de la probeta con anterioridad al ensayo, aunque también es posible utilizar galgas de crecimiento de grieta. Si en laminados unidireccionales se determina el valor de GIc para diferentes longitudes de la delaminación durante el avance de la misma, se observa un crecimiento inicial de la tenacidad hasta que se alcanza una estabilización del valor. La correspondiente curva GIc(a) recibe el nombre de curva de resistencia a la delaminación o curva R. Este aumento de GIc obedece al fenómeno de «fibre-bridging» asociado a la fractura interlaminar, con fibras que conectan las caras superior e inferior de la grieta y dificultan el avance de la delaminación. De cara a obtener valores para ser utilizados en criterios de diseño se considera más representativo del material el valor de GIc asociado al inserto incial, especialmente si ese criterio de diseño se refiere a la predicción del inicio de crecimiento de la delaminación. Se recomienda también no utilizar preextensión de la grieta ya que los resultados dependerían del método de pre-extensión utilizado y del fibrebridging asociado a esa pre-extensión. Por todo ello, es fundamental determinar de forma correcta la posición inicial del inserto.

5.10.3.2 Datos obtenidos del ensayo La 5.10.7 muestra la forma típica de la curva carga/desplazamiento obtenida para una sistema de resina frágil y para uno tenaz. Con anterioridad a describir los diferentes métodos que pueden ser utilizados para calcular GIc, es preciso presentar los diferentes puntos de estas curvas carga/desplazamiento a partir de los cuales pueden realizarse esos cálculos. Estos puntos son:

Figura 5.10.7 Curvas obtenidas en los ensayos DCB

1112


Punto de pérdida de linealidad (NL). Como su nombre indica corresponde a la pérdida de comportamiento lineal que se produce con anterioridad a la observación de crecimiento de la grieta. En sistemas de resina frágiles este punto suele concidir con la observación del crecimiento de la delaminación en los cantos del especímen, mientras que suele anticiparse a éste en sistemas de resina tenaces. La presencia de este punto se cree asociada al inicio del crecimiento en el interior de la probeta con anterioridad a que sea visible en los cantos. Punto de observación visual (VIS). Este punto corresponde al instante en que se observa en cualquiera de los dos cantos de la probeta el crecimiento de la delaminación. Punto de pendiente del 5%/Punto de máxima carga (5%/Max). Corresponde a la intersección de la curva con una línea con pendiente del 95% de la pendiente anterior a la pérdida de linealidad. Cuando esta intersección se localiza después del punto de máxima carga es éste el que debe ser tenido en cuenta. La norma ASTM recomienda calcular tres valores de GIc, uno en cada uno de los tres puntos anteriores; es decir, GI-NL, GI-VIS, GI-5%/Max. Para calcular cualquiera de estos tres valores debe considerarse siempre a=a0 (longitud inicial del inserto). De cara a la utilización de GIc en un criterio de diseño el valor más conservador es el obtenido en el punto de pérdida de linealidad.

5.10.3.3 Métodos de reducción de datos

5.10.3.3.1 Teoría de vigas modificada Si volvemos sobre la breve introducción acerca de la mecánica de fractura elástico lineal y su combinación con la teoría de vigas para el análisis de la fractura interlaminar, tenemos que en el vértice de la delaminación de una probeta unidireccional: M2 = -M1 = -Pa, y aplicando las ecuaciones 5.10.12 y 5.10.13 obtenemos que GII=0 y GI =

P 2a 2 1 + ϕ 2 BE11I (1 − λ )3

(Ec. 5.10.14)

Dado que en el ensayo DCB normalizado el inserto debe estar situado en el plano central del apilamiento: λ=1/2 y ϕ=1, de modo que: GI =

96P 2a 2 B2 E h 3

(Ec. 5.10.15)

11

En la anterior expresión es posible incluir además la aportación de los cortantes, tendremos entonces (ver ecuación 5.10.10):

GI =

2 96P 2a 2 ⎛⎜ E ⎛h⎞ ⎞ 1 + 11 ⎜ ⎟ ⎟ 40G13 ⎝ a ⎠ ⎟ B2E h 3 ⎜⎝ ⎠ 11

(Ec. 5.10.16)


1113

Por estar considerando un espécimen de sección rectangular constante, y despreciando el desplazamiento por cortante, el desplazamiento puede calcularse como:

δ=

16Pa 3 3E11I

(Ec. 5.10.17)

donde δ representa la apertura entre los dos puntos de aplicación de carga, es decir, el desplazamiento de la máquina de ensayo. Combinando esta ecuación con la ecuación 5.10.14 se obtiene:

GI =

3P δ

(Ec. 5.10.18)

2 Ba

La teoría modificada de vigas parte de la teoría clásica de vigas pero toma en consideración mediante distintas aproximaciones teóricas y experimentales, efectos como el giro y la deformación por cortadura que se produce en el vértice delaminación, la no-linealidad geométrica del especimen, y la rigididación del extremo cargado asociada al elemento empleado para introducir la carga. Son múltiples las expresiones analíticas desarrolladas a la hora de considerar esos efectos, dependiendo de las hipótesis utilizadas para introducir cada uno de ellos. Entre las expresiones más utilizadas está la propuesta por Hashemi et al [6]. Considerando despreciable el efecto de rigididación asociado a los bloques de carga (como ocurre al utilizar bisagras de piano), y despreciando también el efecto de la posible no-linealidad geométrica, esta expresión es:

GI =

96 P 2 (a + χ I h )2

(Ec. 5.10.19)

B2 E h 3 1

de :

El valor de E1 sustituye al módulo elástico E11, mediante el valor obtenido en el propio ensayo a partir

E1 =

64 Pa 3

(Ec. 5.10.20)

3

Bh δ

El parámetro χ utilizado para incrementar la longitud efectiva de grieta tiene el valor I

χI =

k 2

2 E11 ⎛⎜ ⎛ Γ ⎞ ⎞⎟ 3 − 2⎜ ⎟ G13 ⎜ ⎝ Γ + 1 ⎠ ⎟⎠ ⎝

donde k=0.302 y Γ = 1.18

E11E 22 G12

(Ec. 5.10.21)

.

La norma ASTM sugiere la aplicación de la teoría modificada de vigas mediante la utilización de la ecuación 5.10.18 pero incrementando la longitud de grieta en un valor ∆. De esta forma se considera una

1114


longitud de delaminación efectiva a+∆, que incluye los distintos efectos de rotación y del campo local de deformaciones asociados al vértice de la grieta. De este modo la ecuación 5.10.18 se transforma en

GI =

3P δ

(Ec. 5.10.22)

2 B(a + ∆)

y de la misma manera la ecuación 5.10.15 se convierte en

GI =

96P 2 (a + ∆ )2

(Ec. 5.10.23)

B2 E h 3 11

El valor de ∆ puede ser calculado experimentalmente como se describe a continuación. Si sustituimos la ecuación 5.15.23 en 5.15.4, e integramos en a, obtenemos

C = C0 +

64(a + ∆ )3 E11Bh 3

(Ec. 5.10.24)

Se ha comprobado experimentalmente que el valor de C0 es nulo para materiales reforzados con vidrio y carbono. De ese modo si ajustamos con una recta los puntos [ai,(δi/Pi)1/3] correspondientes a los datos del ensayo, incluyendo el valor de inicio visual de crecimiento y todos los puntos de que se disponga a lo largo del crecimiento, su corte con las abcisas estará situado en -∆, al tiempo que la pendiente nos permite determinar a partir de este mismo ensayo el valor de E11.

5.10.3.4 Métodos de calibración de la flexibilidad El primero de estos métodos supone, basado en la ecuación 5.10.17, un comportamiento para el especimen DCB del tipo [7]

δ=

P an H

(Ec. 5.10.25)

A partir de la ecuación 5.10.4, tendremos

Gc =

nP δ

(Ec. 5.10.26)

2Ba

El valor de n se obtiene a partir de representar el conjunto de puntos de ordenada log(δi/Pi) y abcisa log(ai) y ajustarlos por una recta.


1115

El segundo de los métodos de calibración en flexibilidad se basa en asumir un comportamiento del tipo: 3

C=

1 ⎛a⎞ ⎜ ⎟ K⎝h⎠

(Ec. 5.10.27)

A partir de la ecuación 5.10.4 el valor de GI, puede calcularse como

GI =

P 2C 2 / 3

(Ec. 5.10.28)

2Bh ⋅ 3 k

donde k1/3 puede obtenerse como la pendiente de la recta que ajusta los puntos [(ai/h,),(δi/Pi)1/3]. La no-linealidad del ensayo como consecuencia de grandes desplazamientos puede tenerse en cuenta mediante la multiplicación del valor de GIc obtenido con cualquiera de las expresiones anteriores por el factor F, definido como sigue en el caso de que el ensayo se realice con bisagras de piano: 2

F =1−

3 ⎛ δ⎞ 3 ⎛ δt ⎞ ⎜ ⎟ − ⎜⎜ 2 ⎟⎟ 10 ⎝ a ⎠ 2⎝a ⎠

(Ec. 5.10.29)

donde el valor de t es la distancia desde el eje de giro de la bisagra al plano medio del sublaminado (ver figura 5.10.6).

5.10.4 Modo II (ensayo ENF) 5.10.4.1 Descripción de probeta y método de ensayo Habitualmente la tenacidad de fractura interlaminar en modo II es caracterizada mediante el ensayo ENF, end notched flexure, aunque el ensayo no está aún normalizado. El ensayo, tal y como se muestra en la figura 5.10.8, consiste en un ensayo de flexión tres puntos de un espécimen que contiene una delaminación inicial. El ensayo debe controlarse con control en desplazamiento, recomendándose una velocidad que cumpla lo establecido en ASTM D-790.

Figura 5.10.8 Ensayo ENF

1116


Como en el caso del ensayo DCB para modo I, la delaminación inicial se introduce mediante un inserto no-adhesivo, cuyo espesor no debe superar 13 µm si se desea que los resultados sean independientes del espesor del inserto utilizado para crear la delaminación. Tradicionalmente este ensayo se ha realizado con probetas unidireccionales con un número par de capas y la delaminación localizada en el plano medio del láminado. La 5.10.9 muestra un esquema de la probeta. Las dimensiones recomendadas son las siguientes:

L = 50 mm

5 mm ≥ h ≥ 3 mm

B = 25 mm

a = 25 mm

Figura 5.10.9 Probeta ENF Dado que lo usual en una estructura de material compuesto es que las delaminaciones se localicen entre capas con configuración distinta de 0º/0º, es cada vez más frecuente la realización de ensayos con la delaminación en laminados no unidireccionales. En estos casos es necesario elegir una secuencia de apilamiento que reduzca los efectos tridimensionales a lo largo del frente de la delaminación, limitando la concentración de GII en el borde libre, y limitando la aparición de GIII (e incluso a veces GI) asociadas a situaciones de la delaminación distintas de la 0º/0º. Para situaciones de la delaminacion en +θ/- θ y +θ/+θ, Davidson et al [8] proponen las siguientes reglas de diseño para la selección del apilamiento:

• Seleccionar un apilamiento que sea especialmente ortótropo [9]- es decir, simétrico (Bij=0) y con D16=D26=0 (en la práctica es suficiente que D16 y D26 sean tres ordenes de magnitud inferiores a D11, D22, D12 o D66)- y que al ser divido por la delaminación (siempre en el plano medio del laminado) dé lugar también a dos sublaminados especialmente ortótropos. En el caso de que quiera localizarse la delaminación en una situación +θ/- θ no es posible que el laminado inicial sea especiamelte ortótropo, en estos casos debe seleccionarse el apilamiento de modo que Β16 y B26 sean los únicos términos distintos de cero, y que su valor sea lo más pequeño posible. La definición de los coeficientes Bij y Dij puede encontrase en el capítulo de teoría de placas laminadas. • Conseguir que el coeficiente Dc sea menor que 0.25. Siendo Dc=(D12 D12)/(D11D22)


1117

Es importante limitar al máximo la no-linealidad geométrica del ensayo y la influencia de la deformación por cortadura, de cara a que la utilización de métodos de reducción de datos simples permita obtener resultados precisos. Por ello, tanto en apilamientos unidireccionales como en multidireccionales, puede ser preciso modificar ligeramente la combinación de dimensiones indicada anteriormente. Las reglas establecidas por Davidson et al. en este sentido son:

• Minimizar la no-linealidad del ensayo. Es necesario que el parámetro En sea inferior a 0.02. Este parámetro se define como:

(

(

)

)⎞⎟ ⎞⎟⎟

⎛ ⎛ ⎜ P 6L3 + 3a 2 L − a 3 (R − 2 ) E n = ⎜1 + ⎜ 24BDL ⎜ ⎜⎝ ⎝

2

3/ 2

⎟ ⎟ ⎠ ⎠

−1

(Ec. 5.10.30)

D es la rigidez a flexión del laminado (D11 para deformación plana y D11-D12D12/D22) en tensión plana. R es la relación D/D1, donde D1 es la rigidez a flexión de los sublaminados determinados por la delaminación. Para obtener un criterio de diseño conservador se recomienda que D y R como sus valores en deformación plana.

• Minimizar la influencia de la deformación debida a cortantes en el ensayo. Se recomienda que el parametro Es no supere un valor de 0.025.

Es =

18D (5a 2 hG13 (R − 2))

(Ec. 5.10.31)

5.10.4.2 Datos obtenidos del ensayo La figura 5.10.10 muestra la forma característica de la curva carga/desplazamiento en un ensayo ENF. La carga aumenta de forma lineal hasta el momento en el que se produce la progresión de la grieta en PMax. El avance de la grieta en modo II es inestable, por ello la caída de la carga se produce de forma brusca y sin variación en el desplazamiento. La caída de la carga se detiene cuando la delaminación se aproxima al centro del espécimen, como consecuencia de la compresión local causada por el rodillo con el que es aplicada la carga. Con anterioridad al crecimiento inestable de la delaminación puede aparecer una zona de comportamiento no-lineal, tal y como se muestra en la figura, asociada al crecimiento sub-crítico del daño; en estos casos, habituales en matrices tenaces, el informe del ensayo debe incluir los resultados de GIIc a partir de PNL y de PMax.

1118


Figura 5.10.10 Forma característica de la curva carga-desplazamiento en un ensayo ENF

5.10.4.3 Métodos de reducción de datos 5.10.4.3.1 Teoría modificada de vigas Como hemos visto en el caso del ensayo DCB es posible obtener la tenacidad de fractura interlaminar a partir de la aplicación de la teoría clásica de vigas. La teoría modificada de vigas introduce después diversas modificaciones, en base a desarrollos analíticos o procedimientos experimentales, con el objetivo de introducir efectos que no son considerados en la teoría clásica de vigas como la rotación y el alabeo asociados al campo local de deformaciones de cortadura en el vértice de la grieta, o la no-linealidad geométrica debida a grandes desplazamientos. En el caso del ensayo ENF consideremos en primer lugar la teoría clásica de vigas. El cálculo de GII puede realizarse directamente con la ecuación 5.10.8, ya que GI es 0 (estamos suponiendo un espécimen unidireccional, con delaminación centrada). Los valores de M1 y M2 en dicha ecuación son en el caso del ensayo ENF: M1=M2=Pa/4. Por tanto, tenemos

G II =

9P2 a 2 2 B2 E11h 3

(Ec. 5.10.32)

Como ocurría con el ensayo DCB son múltiples las expresiones analíticas que se han desarrollado en base a la ecuación 5.10.32, introduciendo según distintas hipótesis la rotación y el alabeo por el campo local de deformaciones por cortadura en el vértice de la grieta. Como ocurría con el ensayo DCB, una de las expresiones con mayor aceptación es la desarrollada por Hashemi et al [6] y posteriormente modificada por Wang et al [10]. G II =

9P 2 (a 0 + χ IIh )2 2B2 E11h 3

(Ec. 5.10.33)

El parámetro χII se define igual que χI en el ensayo DCB (ecuación 5.15.21) pero en este caso el valor de k es 0.126. Otra expresión muy utilizada en la bibliografía es la de Carlsson et al [11].


G II =

⎛ ⎜ E ⎛ h 1 + 0.05 11 ⎜ 2 3⎜ G13 ⎜⎝ a 2 B E11h ⎜ ⎝ 9 P 2a 2

1119

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

2⎞

⎟ ⎟ ⎟ ⎠

(Ec. 5.10.34)

Es necesario recalcar que las expresiones anteriores se refieren a probetas unidireccionales. Expresiones similares pueden ser utilizadas (sustituyendo E11 por el parámetro adecuado) en probetas en las que el sublaminado resultante de la delaminación solamente presente acoplamiento cortadura/extensión. Como en el caso del ensayo DCB la teoría de vigas modificada puede combinarse con el ajuste experimental de la flexibilidad. Este método, al igual que en el ensayo DCB, se basa en aumentar la longitud de grieta en un valor ∆, de forma que al considerarse una longitud de grieta mayor se incluyan los efectos asociados al vértice de la grieta. Es decir la ecuación 5.10.30 se convierte en

9P 2 (a + ∆)

2

GII =

2B2 E11h 3

(Ec. 5.10.35)

Si introducimos la ecuación 5.10.28 en la 5.10.4 y realizamos la integración en a, obtendremos C = C0 +

3(a + ∆ )3 E11Bh 3

(Ec. 5.10.36)

El valor de C0 corresponde a la flexibilidad de la viga sin delaminar que puede determinarse experimentalmente a partir de un conjunto de puntos [ai,Ci], cuyo procedimiento de obtención es explicado más adelante. Una vez determinados estos puntos, es posible ajustar mediante una recta el conjunto de puntos [(Ci-C0)1/3, ai] de forma que el corte con las abcisas se producirá en -∆ y a partir de la pendiente será posible determinar experimentalmente E11. El conjunto de puntos [ai,Ci] no puede determinarse directamente a partir del ensayo ENF ya que, a diferencia de lo que ocurría con el ensayo DCB, la progresión de la delaminación es inestable. De todos modos el procedimiento experimental es muy simple. Solamente es necesario que la probeta para el ensayo ENF tenga una delaminación más extensa de la que queramos utilizar en el ensayo; de este modo, con anterioridad al ensayo ENF es posible realizar ensayos de flexión tres puntos con valores de a mayores y menores que a0, tal y como se muestra en la figura 5.10.11. En cada uno de estos ensayos la pendiente desplazamiento/carga nos proporciona el correspondiente valor de Ci. Es necesario asegurar que los ensayos se realizan siempre con comportamiento lineal y sin ningún tipo de daño en la probeta que pueda afectar después a los resultados del ensayo ENF.

Figura 5.10.11 Calibración en flexibilidad anterior al ensayo ENF

1120


5.10.4.3.2 Métodos de calibración en flexibilidad Como vimos en el ensayo DCB, en los métodos de calibración en flexibilidad se asume la forma de la función C(a), en base a desarrollos analíticos, para proceder después a la evaluación experimental de sus coeficientes y la posterior evaluación de G según la ecuación 5.10.4. En realidad el método de teoría de vigas modificada basado en la determinación experimental de ∆ que se ha presentado anteriormente es también un método de calibración en flexibilidad. A continuación se presentan otros dos métodos. Algunos autores [4] proponen partir de que C(a) es de la forma C= C1+ma3 con lo que la ecuación 5.10.4 se transforma en

GII =

3P2ma2 2B

(Ec. 5.10.37)

Para obtener el valor de m en la ecuación 5.10.29 es necesario ajustar mediante una recta el conjunto de puntos [(ai)3,Ci] y determinar su pendiente. En otros casos se parte de la normalización de C con la flexibilidad de la probeta sin delaminación, C0, según la expresión siguiente

C ⎛a⎞ = 1 + m⎜ ⎟ C0 ⎝L⎠

3

(Ec. 5.10.38)

A partir de la cual la expresión 5.10.4 se transforma en

G II =

3P 2ma 2C0

(Ec. 5.10.39)

3

2BL

En este caso el valor de m será la pendiente de la curva que ajusta los puntos [(ai/L)3,(C/C0)]

5.10.5 Modo III Aunque existen trabajos de investigación en los que se proponen métodos de ensayo en modo III [12], actualmente no existe ningún método aceptado de forma unánime. La práctica habitual en los criterios de diseño es utilizar el valor de GII como una estimación de GIII.

5.10.6 Ensayos modo mixto (modo I+II) 5.10.6.1 Introducción En las delaminaciones que aparecen en elementos estructurales es extraño encontrar una situación de modo I o de modo II puro, lo habitual es que aparezcan situaciones mixtas modo I+modo II. En realidad, es prácticamente imposible que no aparezca también modo III, aunque sólo sea asociado a efectos


1121

tridimensionales a lo largo del frente de delaminación, pero normalmente su influencia en la progresión de la delaminación no sea relevante frente a la de los modos I y II. El principal interés de los ensayos en modo mixto reside en intentar determinar un criterio de inicio de crecimiento de la delaminación que relacione los valores de GI y GII en el frente de la delaminación con los valores críticos GIC y GIIC determinados a partir de los ensayos para modo puro. Es decir, a partir los ensayos en modo mixto se intenta determinar bajo que condiciones se produce el crecimiento de una determinada delaminación, expresando estas condiciones a través de expresiones del tipo [13]. m

⎞⎛ G ⎞ ⎛G G I G II + + −⎜⎜ IIc − 1⎟⎟⎜⎜ II ⎟⎟ = 1 G Ic G Ic G ⎠⎝ G IIc ⎠ ⎝ Ic

(Ec. 5.10.40)

o expresiones del tipo [14] α

β

⎛ GI ⎞ ⎛ G II ⎞ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ G ⎟ + ⎜ G ⎟ =1 ⎝ Ic ⎠ ⎝ IIc ⎠

(Ec. 5.10.41)

Los parámetros m, a y b son determinados para cada material a partir de ajustar una curva con la forma de la ecuaciones 5.10.40 o 5.10.41 a los resultados de los ensayos para diferentes ratios de modo mixto. El ratio de modo mixto se define generalmente como GII/(GI+GII). Son muchos los ensayos que se proponen en la bibliografía para la caracterización del modo mixto I+II [15-16], algunos de ellos se muestran en las figuras 5.10.12-15.

Figura 5.10.12 Ensayo CLS: Crack Lap Shear

Figura 5.10.13 Ensayo SLB: Single Leg Bending

1122


Figura 5.10.14 Ensayo USLB: Unsymmetric SLB

Figura 5.10.15 Unsymmetric ENF Los ensayos anteriores presentan diferentes problemas que han impedido su aceptación general: los ensayos CLS, USLB y UENF requiere disponer de probetas diferentes para cada ratio de modo mixto que se desee ensayar, mientras que el ensayo SLB solamente permite ratios de modo mixto cercanos al 40%.

5.10.6.2 Ensayo MMB Se han diseñado distintos ensayos con el objetivo de que con una única geometría de probeta sea posible ensayar todo el ratio de modo mixto desde modo I puro a modo II puro. De entre ellos el más utilizado es la versión modificada del MMB, mixed mode bending. Este ensayo fue propuesto y diseñado por Reeders y Crews, quienes posteriormente lo modificaron [15] para reducir la no-linealidad geométrica asociada al diseño inicial. El pricipal motivo para la gran aceptación que ha tenido este ensayo reside en que puede analizarse mediante su descomposición en un ensayo DCB y otro ENF, de forma que pueden aplicarse los mismos métodos de reducción de datos que se aplican en esos ensayos. La figura 5.10.16 muestra el esquema del ensayo. La carga es aplicada mediante un sistema de palanca que abre el extremo delaminado en modo I al tiempo que aplica una flexión en el centro del vano; es decir, realiza de forma simultánea un ensayo en modo I y un ensayo en modo II.


1123

Figura 5.10.16 Esquema del ensayo MMB El ratio de modo mixto se controla mediante la distancia c (ver figura). La carga P es aplicada al sistema de palanca mediante una horquilla que contacta con un rodillo que gira libre, de este modo se asegura que no se introduzcan cargas horizontales que dificultarían el análisis del ensayo. La figura corresponde al diseño modificado de Reeders y Crews, en él se reduce respecto al diseño original la altura del punto de aplicación de la carga (v en la figura) para resolver los problemas de no-linealidad geométrica del diseño inicial y hacer posible así la utilización de métodos sencillos de reducción de datos.

Figura 5.10.17 Descomposición de la carga en el ensayo MMB La figura 5.10.17 muestra la descomposición del ensayo y la carga P en los ensayos DCB y ENF y las cargas asociadas a cada uno de ellos. En realidad, es recomendable incluir también en la descomposición de fuerzas el peso del útil, con lo que la descomposición de P en las cargas de modo I y modo II sería ⎛ 3c g − L ⎞ ⎛ 3c − L ⎞ ⎟ PI = P⎜ ⎟ + W ⎜⎜ ⎟ ⎝ 4L ⎠ ⎝ 4L ⎠

(Ec. 5.10.42)

1124


⎛ cg + L ⎞ ⎛c+L⎞ ⎟ PII = P⎜ ⎟ + W ⎜⎜ ⎟ ⎝ L ⎠ ⎝ L ⎠

(Ec. 5.10.43)

siendo W el peso de útil. La probeta utilizada como se muestra en la figura 5.10.16 es del mismo tipo que en el ensayo DCB (con bisagras de piano en el extremo delaminado) aunque las dimensiones suelen ser las de la probeta para el ensayo ENF; de todos modos, en el diseño de la geometría es recomendable intentar cumplir de forma simultánea las recomendaciones dadas para las probetas DCB y ENF en cuanto a los límites para determinados parámetros derivados de la geometría y las constantes elásticas del material. El ensayo se realiza habitualmente con control en desplazamiento. El crecimiento de la grieta es habitualmente inestable por lo que el valor de GI y GII asociados al crecimiento de la delaminación deben calcularse a partir de la carga máxima durante el ensayo, como ocurría en el caso del ensayo en modo II (ver figura 5.10.10). Si aparece no-linealidad en el ensayo previamente a la progresión de la delaminación GI y GII deben calcularse también para el valor PNL. A partir de PMax (y PNL en su caso) se realiza la descomposición en PI y PII y se determina GI y GII a partir de las ecuaciones 5.10.19 y 5.10.33 [16] Algunos autores sugieren realizar también la descomposición de los desplazamientos en modo I y modo II; esta descomposición se realizaría como se muestra en la figura 5.10.18. El valor de δI puede determinarse directamente en el ensayo utilizando algún tipo de comparador o LVDT. El valor de δII se calcularía después como δc+∆c donde ∆C = δIL

1 16L2 − δ2I

(Ec. 5.10.44)

aunque generalmente δc puede aproximarse por su valor para pequeños desplazamientos, δI/4. Esta descomposición no es realmente compatible con la descomposición realizada para las fuerzas pero es aceptada en la bibliografía [16-17]. En algunos casos puede ser necesario incluir en las ecuaciones 5.10.41 y 5.10.42 las fuerzas que los aparatos de medida de desplazamiento introduzcan en el ensayo.

Figura 5.10.18 Descomposición de desplazamientos en el ensayo MMB

A partir de la descomposición anterior es posible analizar también los datos del ensayo mediante los métodos de calibración en flexibilidad [16] que ya han sido presentados para el ensayo DCB y ENF. El inconveniente de la aplicación de estos métodos es que el ensayo debe realizarse no con control de desplazamiento de la horquilla como se hace habitualmente, sino con control de la apertura del desplaza-


1125

miento δI. Se ha comprobado experimentalmente que de este modo se consigue crecimiento estable de la grieta, siendo posible determinar una serie de puntos [ai,CIi] y [ai,CIIi] que permiten la aplicación de los métodos de reducción de datos ya vistos en los ensayos DCB y ENF.

1126


5.11 ENSAYOS DE IMPACTO Los efectos del daño ante cargas de impacto en el comportamiento de los materiales compuestos avanzados han ganado importancia progresivamente debido al creciente uso de estos materiales en estructuras aeronáuticas. El daño asociado a cargas de impacto de baja energía es un problema de importancia capital en la aplicación de los materiales compuestos en aeronáutica. Los daños ante cargas de impacto de baja energía ocurren en fabricación, mantenimiento y en operaciones de vuelo. Los daños producidos en fabricación y mantenimiento se deben a golpes de herramientas, cajas de herramientas y/o equipamiento de trabajo sobre la superficie de la estructura debido a descuidos. De hecho, el “síndrome de la caja de herramientas” es una de las referencias actuales en los ensayos de impacto de baja energía para materiales compuestos. El daño resultante de una carga de impacto de baja energía no es visible generalmente en la superficie impactada y puede pasar desapercibida en una inspección visual de rutina, quedando en servicio piezas dañadas previamente. Se ha comprobado que este tipo de daño provoca una reducción significativa en la tensión de compresión residual de una estructura de materiales compuestos. En aplicaciones aeronáuticas, son de importancia crítica las propiedades del material (especialmente la matriz), el espesor, tamaño y forma del impactador, velocidad de impacto, caracterización del material compuesto desde el punto de vista de absorción de energía, fuerza de impacto necesaria para el inicio del daño, tamaño y mecanismos del daño, y finalmente, el comportamiento del material después del impacto, por ejemplo, compresión después de impacto. La Norma Europea recoge los siguientes ensayos: UNE 53189-5:1976 Materiales plásticos. Placas de materiales estratificados con resinas termoestables. Determinación de la resistencia al impacto según el método Charpy, con probetas sin entalla.

5.11 Ensayos de impacto

1127

UNE 53189-6:1974 Materiales plásticos. Placas estratificadas de materiales termoestables. Determinación de la resistencia al impacto por el método Izod.

Figura 5.11.1 Propagación de daño por fuerza de contacto

Ensayo de impacto Este ensayo consiste en la aplicación de una fuerza de contacto que actúa en un área pequeña del material durante un corto periodo de tiempo. La fuerza de impacto provoca daños causados por abolladura y deformación de flexión. Los mecanismos de rotura más usuales son delaminación, agrietamiento de matriz y rotura de fibras. Los daños resultantes de la abolladura se inician en la periferia del área de contacto en la lámina más exterior de la superficie impactada debido a elevadas tensiones de cortadura generadas en la estructura alrededor del impactador durante el contacto (figura 5.11.1). Este daño genera una superficie cónica con base el área de contacto. Por otra parte, la deformación de flexión es el mecanismo predominante en estructuras delgadas. En este caso, la rotura es provocada por fuerzas de tracción en la lámina más exterior de la superficie no impactada (figura 5.11.2). El ensayo de impacto de baja energía no proporciona ningún tipo de información de las propiedades y comportamiento del material, pero se usa como guía de selección y evaluación de materiales, así como de comparación de distintos sistemas de materiales. Actualmente, no hay ninguna norma que regule este tipo de ensayos. Cada centro de investigación o empresa utiliza su propio ensayo con probetas de diferentes dimensiones y secuencias de apilamiento y con distintas técnicas de ensayo. Los dos métodos más utilizados son los descritos en BSS 7260 y NASA RP 1142. En estas referencias se describen dimensiones y secuencias de apilado de probetas, dispositivo de apoyo, tamaño y forma del impactador, energía de impacto, procedimiento de ensayo y método de ensayo de compresión después de impacto.

1128


Figura 5.11.2 Propagación del daño por deformación a flexión Existen diversos tipos de máquinas de ensayo de impacto de baja energía para materiales compuestos, pero la instrumentación básica es siempre la misma: una máquina de impacto, un sensor de carga, un acondicionador de señal y un dispositivo de salida gráfica. Fundamentalmente se utilizan dos tipos de máquinas para caracterizar fenómenos de impacto en materiales compuestos: la máquina de impacto por caída vertical de un peso (figura 5.11.3) y la máquina de impacto pendular (figura 5.11.4).

Figura 5.11.3 Máquina de impacto por caída vertical


1129

Figura 5.11.4 Máquina de impacto pendular

1130


Figura 5.11.5 Dispositivo de apoyo de la probeta La información más importante que se obtiene de este tipo de ensayo es la señal carga-tiempo proporcionada por la máquina. El análisis de los datos suministrados por la máquina de ensayos se basan en la segunda ley de Newton. Las características de la señal carga-tiempo indican claramente cuál es el proceso de deformación y fractura de la probeta. El desplazamiento y la energía se pueden calcular a partir de la señal carga-tiempo, velocidad del impacto y masa del impactador. En las figuras 5.11.6 y 5.11.7 se muestran algunos ejemplos de datos obtenidos de ensayos de materiales compuestos cuasi-isótropos grafito/epoxi. Para la caracterización del ensayo, se precisa la inspección no destructiva de las probetas antes y después del impacto. Las técnicas de evaluación de daño son rayos X con líquidos penetrantes y ultrasonidos C-scan. Si se pueden utilizar técnicas destructivas, la técnica de decapado o la examinación microscópica de la sección del área impactada son los métodos que generan la descripción más completa del daño de impacto. En las figuras 5.11.8 y 5.11.9 se muestran daños de impacto obtenida a través de C-scan y microscopía electrónica respectivamente.

Figura 5.11.6 Diagrama desplazamiento-tiempo obtenido por integración de la curva carga-tiempo


1131

Figura 5.11.7 Diagrama fuerza-desplazamiento en un ensayo típico de impacto

Figura 5.11.8 Imágenes de daños en el material compuesto obtenidas mediante la técnica de ultrasonidos C-scan para varios niveles de energía de impacto.

1132


Figura 5.11.9 Fotomicrografía de un daño generado por impacto

Figura 5.11.10 Fotografía de una maquina de impacto pendular Izod


1133

La extensión del daño varía sustancialmente con el tipo de material compuesto, impactador, velocidad, dispositivo de apoyo de la probeta y secuencia de apilado. Por lo tanto, no se cree posible encontrar una relación directa entre estos parámetros (fuerza de impacto, energía, energía absorbida, etc) con el área dañada.

1134


5.12 ENSAYOS DE COMPRESIÓN DESPUÉS DE IMPACTO El método para caracterizar la compresión de probetas impactadas se describe en la norma Boeing BSS 7260. Las dimensiones de la probeta se reflejan en la figura 5.12.1.

Figura 5.12.1 Descripción de probeta para ensayo de compresión después de impacto

5.12 Ensayos de compresión después de impacto

1135

El dispositivo de apoyo de la probeta consiste en dos placas que sujetan a la probeta por ambos lados a lo largo de todo el contorno, como se muestra en la figura 5.12.2.

Figura 5.12.2 Ilustración esquemática de utillaje para ensayo de compresión después de impacto Boeing y NASA La probeta se debe alinear ajustando las placas de apoyo, asegurándose que la probeta es perpendicular a la placa base del utillaje del ensayo. Una vez alineada, la placa superior se coloca sobre la parte superior de la probeta. Tal como se indica en la figura 5.12.1, se colocarán bandas extensométricas a ambos lados de la probeta. Se llegará a la rotura de la probeta si el alineamiento se considera aceptable cuando las medidas proporcionadas por galgas situadas en lados opuestos se encuentren dentro del 10 %. En la Figura 5.12.3 se muestra una rotura de una probeta por compresión después de impacto.

Figura 5.12.3 Probeta después de ensayo de compresión después de impacto (Cara impactada)

1136


Figura 5.12.4 Probeta después de ensayo de compresión después de impacto (Cara posterior)

5.13 Ensayos de paneles sandwich

1137

5.13 ENSAYOS DE PANELES SANDWICH La mayor parte de los nidos de abeja utilizados hoy en día se fabrican por medio de dos técnicas: expansión y corrugado. Por otra parte, la mayoría de los nidos de abeja para aplicaciones de núcleos de sandwich son fabricados por el método de expansión, como se representa en la Figura 5.13.1. En la Figura 5.13.2 se describe la terminología de los nidos de abeja y un ejemplo de ensamblaje de sandwich con uniones por adhesivo. La Norma Europea especifica los siguientes ensayos para materiales aerospaciales: UNE-EN 2374:1993 Material aerospacial. Materiales estratificados reforzados con fibra de vidrio y materiales compuestos tipo “sandwich”. Preparacion de paneles de ensayo. UNE-EN 2374:1993 Material aerospacial. Materiales estratificados reforzados con fibra de vidrio y materiales compuestos tipo “sandwich”. Preparación de paneles de ensayo. Las especificaciones para materiales celulares son: UNE 53127:1997 Plásticos celulares. Determinación de las características de combustión de probetas en posición horizontal sometidas a una llama pequeña. UNE 53170:1990 Materiales poliméricos flexibles celulares. Determinación de la fatiga estática a deformación constante. UNE 53171:1990 Materiales poliméricos celulares flexibles. Determinación de la dureza mediante la técnica de la identación. UNE 53)78:1993

Plásticos. Nomenclatura de materiales poliméricos celulares.

1138


UNE 53184:1990 Materiales poliméricos flexibles celulares. Determinación de la resistencia a la tracción y alargamiento de rotura. UNE 53190:1972 cia a la tracción.

Materiales plásticos. Materiales celulares rígidos. Determinación de la resisten-

UNE 53192:1974 cia al cizallamiento.

Materiales plásticos. Materiales celulares rígidos. Determinación de la resisten-

UNE 53199:1993 miento en disolventes.

Plásticos. Materiales poliméricos celulares flexibles. Determinación del hincha-

UNE 53201:1992 mero de celulas.

Materiales plásticos. Espumas flexibles de poliuretano. Determinación del nú-

UNE 53204:1973 UNE 53205:1973 cia a la compresión.

Materiales plásticos. Materiales celulares rígidos. Ensayo de flexión. Materiales plásticos. Materiales celulares rígidos. Determinación de la resisten-

UNE 53211:1991 Materiales plásticos. Espumas flexibles de poliuretano. Determinación de la fatiga a fuerza constante. UNE 53216:1991 Materiales plásticos. Materiales poliméricos celulares flexibles. Ensayos acelerados de envejecimiento. UNE 53234:1992 tencia al desgarro.

Plásticos. Materiales poliméricos flexibles celulares. Determinación de la resis-

UNE 53294:1997 Plásticos. Espumas de poliuretano. Determinación de los parámetros de crecimiento de sistemas espumantes de poliuretano. UNE 53319:1975 dad dimensional.

Materiales plásticos. Materiales celulares rígidos. Determinación de la estabili-

UNE 53967:1997 IN Plásticos. Espumas flexibles de poliuretano. Tolerancias en el valor nominal de las características de las espumas tipo eter fabricadas en bloque. UNE 53984-31998 Plásticos. Ensayos de materias primas de poliuretano. Isocianatos, parte 3: Determinación del contenido en isómeros en mezclas de 2.4 y 2.6 toluendiisocianato. UNE 53985-11994 Plásticos. Ensayos de materias primas para poliuretanos. Parte 1: Determinación del índice de hidróxilo en polioles.


1139

5.13.1 Propiedades de cortadura en el plano del sandwich (ASTM C 273-61) Mediante este método se obtiene la resistencia a cortadura paralela a las pieles y el módulo de cortadura asociado con las deformaciones en un plano normal a las caras. La probeta de ensayo tendrá una anchura no menor que dos veces el espesor y una longitud no menor que 12 veces el espesor. La probeta de ensayo estará rígidamente apoyada por medio de placas de acero pegadas a las caras como se muestra en la figura 5.13.1. El espesor de las placas puede variar de acuerdo con la resistencia del sandwich, pero las dimensiones de las placas deberán ser tales que la línea de acción de la fuerza de tracción o de compresión deberá pasar a través de la diagonal del sandwich como se representa en la figura 5.13.1. Se recomienda una velocidad de carga de 0.005 cm/min multiplicado por la longitud de probeta en cm. σ=

P Lb

(Ec. 5.13.1)

Donde σ : tensión de cortadura P : carga sobre la probeta L : longitud de la probeta b : anchura de la probeta γ=r/t

(Ec. 5.13.2)

donde γ : deformación de cortadura r : deformación medida t : distancia entre las placas de carga.

Figura 5.13.1 Ensayo de cortadura en el plano del sandwich

1140


El módulo de cortadura obtenido según esta técnica es el resultado de una combinación de todos los materiales existentes entre las dos placas actuando como una unidad. La relación teórica de este módulo G, el módulo de las caras, Gf y el del alma, Gc es la siguiente: G=

Gch h−c c+ Gc Gf

(Ec. 5.13.3)

Donde h : espesor total del sandwich c : espesor del alma

5.13.2 Resistencia a tracción en el plano del sandwich Mediante este método de ensayo, se puede determinar la resistencia a tracción del alma o de la unión entre alma y caras en el plano del sandwich. Este ensayo es muy útil para la determinación de las propiedades de las caras y las condiciones de adhesión cara/alma. El utillaje de carga debe autoalinearse y no producir cargas excéntricas, como se representa en la Figura 5.13.2. Los bloques de carga deben ser suficientemente rígidos para mantener planas las caras del sandwich y no deben tener menor espesor que el de la probeta. Las probetas serán de sección cuadrada o redonda con una sección transversal de aproximadamente 625 mm2. Los bloques de carga se pegarán a la probeta con un adhesivo adecuado. La velocidad de carga recomendada es de 0.06 cm/min multiplicado por el espesor de la probeta en cm. Resistencia a tracción = carga máxima/área de la sección transversal

Figura 5.13.2 Ensayo a tracción en el plano del sandwich


1141

5.13.3 Resistencia a compresión en el canto del sandwich Este ensayo determina la resistencia a compresión en una dirección paralela al plano de las caras del sandwich. La probeta tendrá una sección rectangular. La anchura de las probetas será al menos de 50 mm pero no será menor que el doble del espesor total ni será menor que dos células para sandwiches con núcleos que posean células mayores de 12 mm. La longitud del lado libre no será mayor de 12 veces el espesor total. Se deben preparar las probetas con gran cuidado con objeto de obtener superficies finas en sus lados extremos. Los lados extremos serán paralelos entre sí y formarán ángulos rectos con los lados libres. Es esencial que los lados extremos sean planos con objeto de evitar roturas localizadas en los lados extremos para cargas bajas. Las probetas de ensayo se apoyarán sobre las caras con objeto de evitar rotura por pandeo de alguna de las caras en el punto de contacto con las placas de carga. Esto puede hacerse ajustando la probeta entre redondos de acero encajados como se muestra en la Figura 5.13.3. La velocidad de carga recomendada es 0.003 cm/min multiplicado por la longitud de la probeta en cm. La deformación se deberá medir por medio de galgas extensométricas.

Figura 5.13.3 Ensayo a compresión en el canto del sandwich

5.13.4 Resistencia a compresión en el plano del sandwich Este ensayo aporta información sobre el comportamiento del núcleo del sandwich en el plano de éste. Se puede obtener la deformación del núcleo y por consiguiente su módulo de elasticidad. Se pueden utilizar secciones cuadradas o circulares de menos de 100 cm2 y no menores que los siguientes valores: (1) 6.25 cm2 : (2) 25 cm2 :

para núcleos continuos con poros de diámetro menor o igual que 6 mm para núcleos celulares o nido de abeja con células mayoresde 12 mm.

1142


El área de la sección debe ser lo suficientemente grande como para incluir al menos una célula completa. La altura de la probeta estará comprendida entre 10 y 20 cm, pero no será mayor que cuatro veces la anchura o el diámetro de la probeta. Si se desean medir deformaciones, la altura mínima es 12 mm. Para núcleos de nido de abeja con células menores de 12 mm, se ha aceptado que las propiedades de probetas de 12 mm de longitud no son diferentes de las de 10 ó 20 cm de longitud, por lo tanto, se utilizan probetas de 12 mm de longitud. Los extremos cargados de la probeta deben ser paralelos entre sí y perpendiculares a los lados de la probeta con objeto de evitar excentricidades de la carga. Para evitar aplastamientos locales en los extremos del núcleo, hay que reforzar estos extremos con los materiales adecuados. Una resina de aproximadamente 2 mm de espesor es suficiente en muchos casos para evitar fallos localizados en los extremos de la probeta. Se debe aplicar la carga a través de un sólido de forma esférica con objeto de distribuir la carga sobre la totalidad de la superficie de carga, como se indica en la figura 5.13.4. Se recomienda una velocidad de carga de 0.003 cm/min multiplicado por el espesor de la probeta en cm. Después de que el nido de abeja ha superado su resistencia a compresión última, se continuará deformando plásticamente y se aplastará uniformemente como se muestra en la figura 5.13.5. La carga de aplastamiento por unidad de área se define como la resistencia a aplastamiento. Esta resistencia a aplastamiento depende del material del núcleo y de la densidad. Los núcleos de nido de abeja sufren aplastamiento para un nivel fijo de tensión como se muestra en la figura 5.13.5. Por lo tanto, la capacidad de absorción de energía es fácilmente calculable, lo que le hace al nido de abeja ideal para aplicaciones de absorción de energía.

Figura 5.13.4 Ensayo a compresión en el plano del sandwich


1143

Figura 5.13.5 Capacidad de absorción de energía de un sandwich con un núcleo de nido de abeja

5.13.5 Propiedades a flexión de sandwiches planos Este ensayo determina la rigidez a flexión y a cortadura de una construcción sandwich, el módulo y resistencia a cortadura del núcleo y la resistencia a tracción y compresión de las caras. Es de gran importancia el diseño de la probeta para inducir un determinado modo de rotura. Los resultados del ensayo indican que las propiedades a cortadura dependen en gran medida del espesor y material de las cargas así como de las condiciones de carga. La figura 5.13.6 muestra dos tipos de carga. A continuación, se transcriben las condiciones de carga recomendadas por la norma ASTM C393-62. carga de cuatro puntos: propiedades de cortadura

a/f < 4F/S

resistencia de las caras

a/f > 4F/S

carga de tres puntos: rigidez a flexión :

a/f = 2F/S

Donde: a= longitud entre apoyos f= espesor de las caras F= tensión admisible de las caras S= tensión a cortadura admisible del núcleo

1144


Figura 5.13.6 Ensayos de flexión a 3 y 4 puntos de sandwiches La probeta tiene una sección rectangular. La anchura no debe ser menor que dos veces el espesor total, ni menor que tres veces la dimensión de una célula del núcleo, ni mayor que la mitad de la longitud entre apoyos. La longitud de la probeta debe ser igual a la longitud entre apoyos más 5 cm o la mitad del espesor del sandwich, si este valor supera los 5 cm. Las propiedades se determinarán siguiendo las siguientes expresiones: Tensión a cortadura de alma

⎛ P ⎞ S = ⎜⎜ ⎟⎟ ⎝ (h + c)b ⎠

k

donde : S = tensión a cortadura del alma P = carga aplicada h = espesor del sandwich c = espesor del núcleo b = anchura del sandwich k = 1 si se desprecia la cortadura soportada por las caras. k = 1-e-A A= (6G/Ecf)1/2 a(c+f)/(4f) para 3 puntos A= (6G/Ecf)1/2 a(c+f)/(8f) para 4 puntos donde: E= módulo de las caras f= espesor de las caras

(Ec. 5.13.4)


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G= módulo a cortadura del núcleo (difícil de determinar ya que normalmente el núcleo trabaja por encima de su límite elástico). Tensión en las caras

F=

Pa 2f (h + c )b

para 3 puntos

(Ec. 5.13.5)

F=

Pa 4f (h + c )b

para 4 puntos

(Ec. 5.13.6)

Flecha en el centro del vano w = (Pa3/48 D) + (Pa/4N) para 3 puntos

(Ec. 5.13.7)

w = (11Pa3/768 D) + (Pa/8N) para 4 puntos

(Ec. 5.13.8)

donde D = = N = = L =

rigidez a flexión del sandwich E (h3-c3) b / (12 L) para 3 puntos rigidez a cortadura del sandwich G (h+c)2 b/(4c) para 3 puntos 1 - ν2 donde ν es el coeficiente de Poisson de las caras.

Rigidez a flexión y módulo a cortadura del alma Si mediante un ensayo de tres puntos, con una carga P1, longitud entre apoyos a1 se ha determinado la flecha w1 y mediante un ensayo de cuatro puntos, con una carga P2, longitud entre apoyos a2 se ha determinado la flecha w2, entonces se puede determinar la rigidez a flexión del sandwich D, y el módulo a cortadura del núcleo según las siguientes expresiones: ⎛ 11a 2 ⎞ P1 a13 ⎜1 − 22 ⎟ ⎜ 8a1 ⎟⎠ ⎝ D= ⎛ ⎛ 2P a w ⎞ ⎞ 48w1 ⎜1 − ⎜⎜ 1 1 2 ⎟⎟ ⎟ ⎜ ⎟ ⎝ ⎝ P2 a 2 w 2 ⎠ ⎠

⎛ ⎛ 8a 2 ⎞ ⎞ P1a1c⎜ ⎜ 12 ⎟ − 1⎟ ⎜ ⎜ 11a ⎟ ⎟ 2⎠ ⎝⎝ ⎠ G= ⎛ ⎛ 16 P a 3w ⎞ ⎞ 1 1 2 ⎟ − 1⎟ w1b( h + c) 2 ⎜ ⎜ ⎜ ⎜ 11P a 3 w ⎟ ⎟ 2 2 1⎠ ⎝⎝ ⎠

(Ec. 5.13.9)

(Ec. 5.13.10)

Muy recientemente, ha aparecido la Norma ASTM D 6416 que permite evaluar las propiedades de flexión de una estructura sándwich rectangular sometida a una carga distribuida transversal al plano del panel.

1146


5.14 ENSAYOS NO DESTRUCTIVOS Los materiales compuestos de matriz orgánica han sido usados cada vez más en estructuras primarias durante los últimos años. Por tanto son necesarios los métodos de evaluación no destructiva (END) que sean fiables para determinar defectos en materiales compuestos. Para la evaluación no destructiva de estos sistemas de material, son necesarios los procedimientos de ensayo no destructivos que sean capaces de detectar todos los defectos importantes. También se han desarrollado modelos físico-matemáticos, permitiendo desvelar la presencia de defectos en la predicción del futuro comportamiento del material. Los ensayos no destructivos de materiales homogéneos están muy desarrollados tanto en la detección de defectos como en la puesta a punto de modelos que nos permiten predecir el comportamiento del material tanto a corto como a largo plazo (mantenimiento predictivo). Para materiales compuestos, sin embargo, aunque las técnicas experimentales para detectar defectos en materiales compuestos se han desarrollado tanto para producción como para inspección en servicio, no hay información precisa disponible concerniente a la importancia del tipo de defectos: un rasgo que constituye un defecto en un componente puede ser totalmente aceptable en otro. Em este subcapítulo se describen los ensayos no destrcutivos utilizados en la industria de los materiales compuestos. Especial énfasis se pondrá en los END en la industria aeronáutica, donde todas las piezas deben ser inspeccionadas antes de ser ensambladas en la aeronave. Esto es debido a la reducida tolerancia al daño de los materiales compuestos de fibra de carbono y a la seguridad requerida en esta industria.

5.14 Ensayos no destructivos

1147

5.14.1 Introducción Al contrario que en metales, los materiales compuestos son en algunos casos,multilaminares, heterogéneos, anisótropos tanto a escala macroscópica como microscópica y pueden tejerse para una aplicación particular. Los ensayos no destructivos de materiales compuestos nos obligan a contemplar de una forma bastante distinta el aspecto de defectos, a como lo hacemos con metales y los mecanismos de rotura son mucho más complejos. Los defectos e imperfecciones son producidos fortuitamente durante dos momentos diferentes: la fabricación y la vida en servicio de un componente en material compuesto. Los materiales compuestos de altas prestaciones se fabrican normalmente curando las fibras preimpregnadas apiladas en capas de orientaciones distintas. La secuencia de apilado se determina por las condiciones de diseño. El apilado se puede hacer normalmente lámina a lámina, o según otros procesos. Algunos tipos de defectos pueden ser introducidos durante estos procesos de producción, como se indica en la tabla 5.14.1. Los defectos también se pueden introducir en las partes de material compuesto debido a fatiga, exposición ambiental, impacto, erosión y rayos. La respuesta de una estructura fabricada con fibra de vidrio a condiciones de fatiga depende de la orientación de las láminas, de la secuencia de apilado y de la naturaleza del campo de esfuerzos aplicado. Esto puede provocar rotura de la matriz y agrietamientos, rotura de la fibra, delaminación y debonding entre fibra y matriz... Cuando el material está húmedo y caliente ocurre plastificación si en estas condiciones ambientales permanece durante mucho tiempo cargado. Adicionalmente a este proceso reversible la unión fibra-matriz se puede romper y la fibra puede corroerse por ataque químico. Esta degradación de fibra es más severa en el caso de la fibra de vidrio.

Tabla 5.14.1 Defectos posibles en fabricación

Laminación

Mixtos

Enrollamiento continuo

Delaminaciones, rotura en la fibra o en la matriz Inclusiones y contaminantes Porosidad excesivas

o

burbujas

Porcentaje en volumen inadecuado en fibra o en resina Solape o grietas de la fibra o roving

Solape o grietas entre los grupos de fibras en una lámina Curado deficiente Desalineamiento de fibras Apilado erróneo

Colocación imperfecta de la fibra Programa de enrrollamiento incorrecto Nudos en la fibra

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A continuación pasamos a detallar algunos de los defectos más comunes así como las causas que los han podido producir. Erosión: es un daño que produce una disminución del espesor. Las estructuras de material compuesto son más sensibles a este tipo de ataque que los metales. La erosión puede observarse a simple vista y en algunos casos el material compuesto deja de usarse cuando se erosiona la primera lámina. Arrugamiento: está causado por ataque de disolvente, o el gel-coat no está curado. Se corrige formulando correctamente la resina. Picadura: es la formación de pequeñas cavidades en la superficie, ocasionada por pequeñas burbujas de aire. Ocurre o por ser la resina demasiado viscosa, o por tener gran contenido en carga. Mala adherencia de la resina al gel-coat: puede deberse a consolidación inadecuada del laminado por gel-coat contaminado o por un tiempo de curado demasiado largo del mismo. Manchas: originadas porque algún ingrediente de la resina no esté debidamente disperso. Estrías: son un defecto debido a la flotación del pigmento. Afloramiento de fibras: aparece cuando la capa de gel-coat es demasiado delgada o desmoldeado antes de tiempo. Ojos de pez: se deben a que el gel-coat se desplaza de su sitio. Este defecto se corrige aplicando correctamente una película de polivinilo. Vejigas: indica que existe exfoliación y ha dejado atrapado aire o disolvente. Esto puede ser debido a exceso de calor durante el curado o al uso inadecuado del catalizador. Cuarteado: suele ser por culpa de la resina que está mal procesada. Cuando aparece después de algunos meses es debido a un curado insuficiente de la resina. Agrietamiento en forma de estrella: si el gel-coat es demasiado grueso y recibe un impacto por detrás ocurre este defecto. El gel-coat no debe ser mayor de 0.4 mm. Lixiviación: después de tener expuesto el laminado a la intemperie, se caracteriza por pérdida de resina que deja la fibra expuesta al ataque de humedad. Los daños por impacto y rayos producen los siguientes efectos: delaminaciones, separación de fibra y matriz y agrietamiento de la matriz. Todos los defectos que son introducidos debido a las condiciones de carga en servicio anteriormente mencionadas , se resumen en la tabla 5.14.2.


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Tabla 5.14.2 Defectos debidos a las condiciones de carga en servicio Condiciones de carga en servicio

Defectos correspondientes Rotura de matriz

Fatiga e impacto

Agrietamientos Rotura de fibra Delaminaciones

Rayos

Separación de la interfase fibra-matriz Delaminaciones Plastificación de la matriz

Efectos ambientales

Debonding Corrosión química de fibras (vidrio, kevlar)

Erosión

Reducción de espesor

En los siguientes párrafos se revisan los diferentes métodos para detectar los defectos producidos en fabricación y durante la vida en servicio del material.

5.14.2 Técnicas de inspección visual Es el método más simple y económico. Se trata de una técnica subjetiva y extremadamente sensible para muchos tipos de defectos, en particular cuando el ángulo de vista del observador, la fuente de iluminación y la orientación del conjunto es variable. En materiales compuestos translúcidos (no pigmentados), la inspección por luz transmitida puede indicar la presencia de poros, humectación deficiente, delaminaciones e inclusiones apreciables. Un dato observable que frecuentemente denota la presencia de daño es la pérdida de transparencia asociada al desarrollo del debonding o desprendimiento entre fibra y matriz y al agrietamiento de la resina, fenómeno que se conoce como stress-whitening. En materiales compuestos no traslúcidos (de hecho son la mayoría), la única inspección visual posible se reduce al daño superficial. La detección de defectos superficiales (que no necesariamente tiene que ser indicación del verdadero estado interno del material compuesto) y de grietas profundas abiertas en la superficie puede resaltarse por los métodos habituales de líquidos penetrantes. Estos métodos pueden ser altamente sensibles y pueden usarse para indicar las áreas donde se puede llevar a cabo un estudio más detallado. Otra forma aparentemente simple de revelar que el daño existe, como un impacto, por ejemplo, es pintar la superficie con un colorante de cápsulas microscópicas que es revelado cuando se aplastan. Este método es muy atractivo y proporciona de nuevo una simple indicación de áreas que requieren inspecciones más precisas. Sin embargo, puede ser difícil asegurarse de que la respuesta es exacta.

1150


Para componentes críticos y áreas previamente identificadas susceptibles de dañarse, pueden ser apropiados los métodos de Moiré. Se pintan sobre la superficie unas rejillas fotográficas y se irradian con una luz coherente. Las franjas de interferencia resultantes indican claramente las concentraciones de esfuerzos y tensiones, incluyendo aquellos que aparecen por defectos que se hallan bajo la superficie. Los diagramas de Moiré dan información interesante sobre el comportamiento mecánico de un material alrededor de los agujeros de un laminado.

Figura 5.14.1 Diagrama esquemático de la interferometría de Moiré Debe señalarse también la utilidad que lupas, microscopios y otros medios ópticos prestan en este tipo de inspección. Un instrumento muy usado es el boroscopio. Los procedimientos de inspección basados en lacas frágiles han proporcionado resultados consistentes con los obtenidos mediante técnicas con galgas extensométricas así como por métodos fotoelásticos.

INSPECCIÓN CON MONEDA (coin tap testing) Se trata de una técnica no muy extendida. Prácticamente es una técnica de resonancia consistente en detectar la diferencia de timbre del sonido resultante de golpear la superficie con defecto y las zonas sin daño alrededor de él. Se trata de un método extremadamente subjetivo, ya que no puede aplicarse ninguna cualificación estándar, y queda sujeto a la experiencia y profesionalidad del operador. Los defectos que pueden apreciarse son los siguientes: a) Delaminaciones en estratificados de pequeño espesor o en capas superficiales b) Desencolados entre núcleos y revestimientos. c) Áreas ricas y pobres en resina, etc. d) Determinación de la extensión de un daño.


1151

5.14.3 Ultrasonidos Se basa en la utilización de ondas ultrasónicas, es decir, aquellas ondas acústicas cuya frecuencia se encuentra por encima de los 20 kHz. Las ondas son enviadas a través del material a inspeccionar, generadas por un material piezoeléctrico o transductor de comportamiento reversible (cuarzo, sulfato de litio, titanato de bario, etc.) y de frecuencia fija generalmente comprendida entre 1 y 5 MHz, el cual convierte los impulsos eléctricos en energía mecánica en forma de vibraciones, siendo el espesor del cristal el determinante de la frecuencia de emisión. Cualquier cambio en las propiedades acústicas del material, afecta a la onda acústica que, en forma de pulsos, lo atraviesa, registrándose en el transductor-receptor y representando esta información de formas variadas en un osciloscopio o registrándola en un sistema gráfico. Las ondas ultrasónicas son atenuadas en un sólido por dos mecanismos: absorción y dispersión. Ambas constituyen la atenuación, que viene dada en dB/cm. La absorción es una pérdida de energía ultrasónica provocada por las oscilaciones de las dislocaciones en la red, energía que pasa a calor. La dispersión, debida a la heterogeneidad de los materiales, adquiere especial relevancia en el caso de materiales compuestos, por lo que establece un límite natural para la determinación de pequeñas heterogeneidades. La atenuación se produce principalmente por tres causas: efectos viscoelásticos en la resina, dispersión geométrica debido a la heterogeneidad del laminado y dispersión geométrica producida por daños internos tales como delaminaciones o grietas en la matriz. Una adecuada selección de la frecuencia del ultrasonido es muy importante para maximizar las atenuaciones debidas a defectos tales como delaminaciones, porosidades y otros y a la vez minimizar efectos debidos a la heterogeneidad del laminado y los efectos viscoelásticos.

Figura 5.14.2 Esquema de un sistema de emisión acusto-utrasónica chequeando la integridad de un material compuesto mediante ondas simuladas de esfuerzos La medida de la atenuación ultrasónica es la técnica más ampliamente usada para determinar la calidad de un material compuesto. En general, resulta conveniente utilizar probetas con defectos conocidos para usarlas como modelos patrón a efectos de comparación. Puesto que diversos ensayos mecánicos conducen a una relación empírica entre el contenido de huecos (producidos por inclusión de aire en el proceso de fabricación o deficiente eliminación de volátiles en el proceso de curado) y la resistencia mecánica se puede obtener mediante análisis por ultrasonidos. Una relación entre el espesor del laminado y la medida de atenuación de modo que esta medida se pueda correlacionar con el contenido en huecos y, por tanto, con la calidad global del material compuesto. Como al hecho de que los cristales piezoeléctricos tienen baja eficiencia hay que sumar la alta atenuación de los materiales compuestos, los equipos deben tener una etapa de amplificación mayor que la necesaria para otros materiales. Los ultrasonidos de alta frecuencia no se propagan por el aire, por lo que es necesario un medio acoplante líquido; generalmente agua, aceite, glicerina

1152


o grasas; que sirva como medio transmisor hasta el material a ensayar. Tan sólo trabajando a muy bajas frecuencias (20-50 kHz) puede usarse el aire como medio de acoplamiento.

Figura 5.14.3 Características de la forma de onda de un suceso acústico Varios parámetros materiales influyen en la propagación del ultrasonido en el material compuesto, algunos de los cuales se mencionan en este capítulo posteriormente. El primero y principal son las propiedades de rigidez y densidad del material, que determinan las direcciones y particiones de energía del haz ultrasónico dentro del material que son determinados por las propiedades de los componentes. Esta propiedad permite medir constantes elásticas del material en varias direcciones al analizar la velocidad de propagación de un haz dirigido. Por tanto puede analizarse el grado de anisotropía de un material inyectado o prensado. Debe tenerse en cuenta sin embargo que la medida obtenida considera al material como homogéneo, ya que mide diferencias de velocidades de propagación a través del material considerándolo como un todo, por lo que los módulos obtenidos no pueden extrapolarse a ninguna lámina concreta para apilamientos con distintas orientaciones. Además, la velocidad normal a las fibras es sensible a la fracción en volumen de fibra, a la porosidad de la matriz y al proceso de curado. En segundo lugar, las características de la microestructura (fracción en volumen de fibra, porosidad, delaminaciones, orientaciones de las láminas, etc...) influyen en las características de la propagación ultrasónica de la onda. Finalmente, factores tales como las condiciones superficiales, la frecuencia y tipo de onda acústica incidente también afectan a la propagación del ultrasonido a través del material compuesto. Equipos: Los equipos básicamente pueden ser de alta frecuencia (de 1 a 5 MHz), de muy baja frecuencia (de 15 kHz a 50 kHz) y de resonancia. Entre los primeros hay que resaltar los equipos “Automated Scanning Frame” de la compañía inglesa PENNTATRON; el “Automated Ultrasonic Scanner or AUS” diseñado y construido por la casa de St. Louis McDonnel-Douglas. Los equipos de muy baja frecuencia generalmente no necesitan líquido de acoplamiento, y aunque tienen una mayor velocidad de exploración que los equipos de alta frecuencia, presentan una seguridad menor en la detección del defecto y no proporcionan información sobre la forma del mismo.


1153

El Shurtronic Harmonic Bond Tester es un equipo cuya frecuencia de excitación es de unos 15 kHz. Produce en el substrato de ensayo una vibración mecánica de unos 30.000 ciclos/segundo. El palpador contiene la bobina productora del ultrasonido y un micrófono de alta sensibilidad que detecta si las vibraciones producidas son amortiguadas o no. La exploración se realiza a alta velocidad. En el Acoustic Flaw Detector la sonda tiene dos cristales piezoeléctricos, uno de los cuales (el superior) genera la fuerza oscilatoria primaria (1 kHz a 8 kHz). Técnicas de ensayo: Una vez que se tiene la onda ultrasónica, existen varios métodos de medir su propagación dentro del material. En el sistema de TRANSMISION (Through-Transmission) un emisor del haz ultrasónico se encuentra enfrentado a un transductor receptor que es el que recibe la onda acústica. Se exige que ambos estén alineados coaxialmente de manera tal que su eje común sea perpendicular a la superficie de la pieza y entre ambos la tolerancia máxima admitida sea de + 5o. De esta forma la cantidad de energía que atraviesa el material es fácilmente monitorizada como una función de la posición. Al pasar la onda únicamente una vez a través del material su atenuación es menor, por lo que es el sistema idóneo para inspección de materiales o piezas tales que por sus características (porosidad) o geometría (grandes espesores) tengan altos niveles de atenuación, como es el caso de los paneles sandwich. La energía transmitida es de dos a tres veces mayor que en los sistemas que más adelante se detallarán; y se ve menos afectada por variables tales como reflexiones, superficies irregulares, geometría, alineación, etc. Debe decirse, sin embargo, que esta técnica no permite analizar la profundidad a la que se encuentra el defecto o daño a inspeccionar. Para ello es necesaria una posterior inspección en dirección perpendicular a la primera a lo largo de la línea en la que se ha detectado inicialmente el defecto. Este método tiene la desventaja de que es poco sensible a la presencia como contaminantes de determinados tipos de plásticos. Otro método muy usado es el de la PLACA REFLECTORA ( Reflector Plate), en el cual se sustituye el segundo sensor o transductor receptor por una placa colocada después de la pieza de modo que cuando el haz ultrasónico la ha atravesado es reflejado en ella y vuelve al elemento emisor que actúa también como receptor. La ténica de REFLEXIÓN o PULSO-ECO es una técnica ampliamente difundida, en el que el mismo elemento emisor actúa un instante después como receptor de la onda acústica reflejada en las caras externas del laminado, grietas interlaminares y defectos tales como despegados o discontinuidades. Se trata de un método muy usado por permitir medir tiempos y con ello profundidades a las que se encuentran los defectos. Se usa fundamentalmente para la detección de delaminaciones en laminados de poco espesor. Sin embargo, tiene la desventaja de que si un defecto se encuentra muy próximo a cualquiera de las caras exteriores de la pieza o laminado, puede ser enmascarado por éstas. En el sistema llamado BARRERA DE FRECUENCIA (Pitch-and-Catch) los dos piezoeléctricos se colocan sobre la misma cara del material y muy cerca entre sí. Existen en el mercado unidades que llevan incorporados los dos elementos emisor y receptor extremadamente juntos pero debidamente apantallados o aislados entre sí. Este método es usado cuando los transductores de pulso-eco presentan falta de resolución o de potencia en el método de la placa reflectora o cuando la geometría no permite un uso fiable del sistema de transmisión.

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En el método llamado de RESONANCIA el sensor induce vibraciones transversales en el laminado en la banda de muy bajas frecuencias hasta encontrar la frecuencia de resonancia. Cualquier variación en las características mecánicas del área ensayada se traduce en un desplazamiento de la frecuencia de resonancia.

Figura 5.14.4 Análisis mediante placa reflectora

Figura 5.14.5 Inspección por chorro de agua


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Tabla 5.14.3 Características de algunos materiales plásticos en relación con los ultrasonidos. Procedencia: Manual Krautkramer CARACTERÍSTICA SÍMBOLO

DENSIDAD d

VELOCIDAD DE PROPAGACIÓN C trans.

Z

m/seg.

m/seg

(kg/m s) * 10 -3

1180

1430

2730

3221

1100

1080

2620

2882

PE

940

925

2340

2200

PS

1060

2670

2830

PVC

1400

2395

3353

PTFE

2200

1350

3000

PF

1400

2590

3626

EP

1200

Acero de construcción

7850

UNIDADES

kg/m

PMMA PA

3

IMPEDANCIA

C long.

1060

3250

2

2500

3000

5940

46629

Tabla 5.14.4 Técnicas de ensayos no destructivos por ultrasonidos

1156


Las técnicas antes descritas tienen dos variantes en función de que la pieza o el laminado sea sumergido dentro del líquido acoplante o no. En el primer caso, llamado de INMERSIÓN, el medio acoplante generalmente es agua y si las regiones dañadas se extienden a los límites de la pieza, el agua puede penetrar fácilmente en las regiones dañadas y como la atenuación del sonido en la interfase de los materiales varía en relación de las impedancias acústicas de los materiales y como en el caso del agua/material compuesto es mucho menor que la del aire/material compuesto, hay que evitar la penetración del agua en las zonas dañadas sellando los bordes de la pieza. Esta técnica tiene el inconveniente de que no es adecuada para la inspección de grandes piezas. En este caso se usa la técnica de barrido o inspección por chorro de agua, en la que la pieza es colocada entre dos chorros de agua enfrentados en la misma línea pero con sentidos contrarios que sirven de acoplante. Ambas técnicas admiten su funcionamiento como transmisión y como pulso-eco, pero sólo la de inmersión acepta la placa reflectora y la de barrera de frecuencia. Un caso que no necesita de la existencia de un medio acoplante es el de CONTACTO, en el cual son los palpadores o transductores los que se colocan directamente en contacto con la superficie del material compuesto, tanto en transmisión como en barrera de frecuencia, resonancia o pulso-eco. Técnicas de representación: Las ondas que atraviesan el material se procesan con el fin de interpretar la información contenida en ellas. Los principales métodos de registro son los siguientes: A).- “A-SCAN”. Se representa la amplitud de la señal y su desplazamiento en función del tiempo en el tubo de rayos catódicos. La amplitud da una idea de las características del defecto y su desplazamiento la profundidad a la que se encuentra. B).- “B-SCAN”. Se representa la profundidad y la distribución del defecto en una sección transversal. Este tipo de registro sólo suele usarse en piezas plano-paralelas. C).- “C-SCAN”. Se representa un registro de las discontinuidades del material proyectados en un plano perpendicular al de emisión del haz, no encontrándose en esta representación la profundidad de los defectos. La técnica de ultrasonidos C-SCAN es capaz de medir delaminaciones, aberturas o huecos en láminas, inclusiones, zonas ricas y zonas pobres en resina, rasguños en la superficie y burbujas [4, 5, 6, 7, 8 y 9]. Esta capacidad de detección se debe a la desadaptada impedancia, reflexiones de pulsos, atenuación y dispersión, reduciendo de este modo el pico de amplitud de la señal dirigida ultrasónica. La resolución técnica de este tipo de representación viene limitada por la dispersión en el material compuesto y por el tamaño de la probeta. Generalmente es difícil obtener mapas de defectos con una resolución mayor que 1 mm, por lo que se hace necesario el uso de transductores focalizados para mejorar la definición una vez que el área de defecto ha sido localizada. Se debe subrayar que la interpretación por medio de C-SCAN es más apropiada para la determinación de calidad global que para la detección de defectos específicos.


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Figura 5.14.6 Técnicas de representación en ensayos por ultrasonidos

5.14.4 Radiografía Los Rayos-X se producen eléctricamente en un tubo similar al de rayos catódicos, empleando entre 10 y 800 kV para acelerar los electrones, de modo que los de mayor energía producen un aumento de energía de los Rayos-X cuando alcanzan una placa de metal que denominamos “blanco”. La radiación alcanzada en dicha placa cubre una ancha gama de frecuencias que son diferentemente absorbidas por un material al igual que distintos materiales ofrecen una diferente absorción de una misma frecuencia. En la técnica de Rayos-X éstos son absorbidos diferencialmente al pasar a través de un material de acuerdo con el número atómico de los elementos. Por tanto es fácil detectar contaminantes metálicos localizados en el interior de materiales plásticos, pero no inclusiones plásticas dentro de plásticos. Para materiales compuestos de matriz orgánica la dificultad viene al pretender obtener imágenes con contraste suficiente, ya que comparados con los metales pueden considerarse prácticamente transparentes. Para detectar los detalles finos de la estructura interna es necesario usar en función de los espesores voltajes de entre 14 y 175 kV, intensidades muy pequeñas del orden de 10 mA, tiempos de exposición de 1 a 2 minutos y distancias entre probeta y generador de entre 0,3 y 3 metros. El esquema general de un equipo de Rayos-X se describe a continuación. La fuente de rayos-X, que puede considerarse puntual, emite la radiación que pasa a través de una ventana de berilio y diverge. En radiografía no se emplean lentes, por lo que la distancia entre el generador y la película (FTSD ó film-to-

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source-distance) tiene gran importancia de cara a obtener una buena resolución de imagen, siendo necesarias relaciones de entre 10 a 1 y 100 a 1 en función del tamaño del defecto a inspeccionar. Un equipo convencional es capaz de detectar vacíos simples grandes, porosidad y cuerpos extraños, distribución de la fibra, calidad del tejido, presencia de defectos de laminación, etc. La radiografía no parece, sin embargo, un método apropiado para medir la fracción en volumen de fibra. Debe resaltarse la gran importancia que tiene la correcta orientación de la pieza con la fuente de radiación para la detección de un eventual defecto. En esto adquiere gran importancia el conocimiento de la pieza y prever de antemano los defectos que puedan ser encontrados. El contraste disponible con técnicas de radiografía convencionales generalmente es insuficiente como para proporcionar resolución a nivel de fibras individuales. Las técnicas de proyección radiográfica pueden usarse para mejorar la resolución. Como ejemplo podemos decir que usando una mancha focal de 15 mm cerca de la muestra, se consigue una proyección con una primera ampliación de 30 a 100 veces. El método tiene la ventaja sobre la radiografía de contacto de que la dispersión formada de no-imagen que ocurre en el interior de la muestra y que normalmente es registrada en la radiografía de contacto se ve considerablemente reducida y con ello mejora notablemente la resolución. De este modo, con primeras ampliaciones de más de 100 veces y con posteriores ampliaciones ópticas, se ha demostrado que pueden verse muy bien distribuciones de grietas bajo la superficie en la zona dañada cerca de extremos agrietados. La sensibilidad de la radiografía de contacto puede aumentarse sustancialmente utilizando la impregnación del material con un compuesto orgánico líquido como el tetracloruro de carbono o el tetrabromoetano (TBE). La longitud del defecto que así puede detectarse depende de la orientación y de la extensión del daño. Otro penetrante utilizado es el diiodobutano (DIB) que es menos peligroso en su uso que el TBE (cancerígeno). Si bien estos dos penetrantes son los más utilizados por la rapidez de su volatilización completa (entre dos y tres días), a continuación se da una tabla con otros penetrantes usados en la industria del plástico reforzado con fibra de vidrio. El penetrante puede entrar por la superficie dañada y ser absorbida por la resina por capilaridad. El penetrante así absorbido entra en la matriz por difusión y causa un ligero cambio en la densidad de la imagen. El cambio en la densidad del negativo depende de la cantidad de penetrante dentro de las regiones dañadas, que a su vez depende del “espesor” del daño. Cuanto más profundo es el daño, más oscuro aparece en las radiografías. Las delaminaciones son sólo ligeramente abiertas cuando la pieza está sin carga. La magnitud de la abertura o el espesor de las delaminaciones varía desde ser imperceptible a la extensión máxima de la delaminación en los bordes y en el interior. El espesor del penetrante dentro de las delaminaciones pudiera corresponder al espesor de la delaminación. Mientras que esto es cierto en los bordes de la delaminación, la situación en el interior es diferente. Las fuerzas de capilaridad que actúan sobre el penetrante no son suficientemente elevadas como para retener el penetrante dentro de la delaminación cuando el espesor de la delaminación es grande. Como resultado, el penetrante escapa desde las regiones abiertas de la delaminación. La zona limítrofe entre la región en que la delaminación contiene el penetrante y sin él corresponde al menisco formado por el penetrante. Así las delaminaciones aparecen en las fotografías como bandas en los bordes de distintos grises. Las regiones del interior de la delaminación presentan un color más suave. Los mayores inconvenientes que presentan estos penetrantes radiopacos es la posibilidad de originar degradaciones estructurales por lo que no suelen utilizarse en inspecciones de piezas, sino como técnica para el estudio de acumulación de daño.


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Tabla 5.14.5 Penetrantes orgánicos e inorgánicos

Opacidad relativa de penetrantes orgánicos

Penetrantes inorgánicos

Hidrocarburo halogenado

Componente inorgánico

ratio relativo

Di iodometano Di iodobutano

1

Dibromometano

2

Tetracloroetileno Tetracloroetano

3

Tetraclorometano Tricloroetileno

4

Tricloroetano Diclorometano

5

Tricloro trifluoroetano

6

Iodito de zinc Nitrato de plata Nitrato de plomo Sulfato de bario

Opacidad Alta Media Baja Muy baja

(el iodito de zinc se compara con el dibromometano) (grupo 2)

La tomografía computerizada de Rayos-X mide la intensidad de transmisión de Rayos-X a lo largo de trayectorias que forman un plano transversal a la pieza. Después que se ha repetido este proceso para muchos ángulos en el plano se usa un ordenador para procesar los datos y calcular la atenuación contribuida por cada punto en el plano. El resultado es representado como un corte o sección transversal. Este sistema, complejo y todavía en fase de desarrollo para el caso de los materiales compuestos se usa generalmente para el análisis de defectos provenientes de proceso de fabricación en estructuras gruesas como tubos de enrollamiento continuo y tubos para cohetes. La radiografía de neutrones está basada igualmente en la detección de la variación de absorción de radiación debida al cambio de coeficiente de absorción por masa o el espesor efectivo del material. Mientras el coeficiente de absorción másico de los Rayos-X aumenta monótonamente con el número atómico, no ocurre así en este caso, siendo significativamente más alto para elementos concretos tales como el hidrógeno. Este comportamiento característico permite a la radiografía de neutrones que sea usada en el estudio de variaciones en la fracción en volumen de resina u otros defectos relacionados con las variaciones en el contenido de elementos de hidrógeno. La neutro-radiografía es una potente herramienta para la detección de inclusiones, pero sus fuentes no son tan prácticas como las de Rayos-X. Algunas de las normas ASTM que se refieren a este tipo de ensayos son las siguientes: ASTM E 94

Radiographic Testing

ASTM E 586

Definitions of Terms Relating to Gamma and X-Radiography

ASTM E 142

Controlling Quality of Radiographic Testing

1160


5.14.5 Termografía Cuando se aplica un flujo de calor uniforme a la superficie de un material compuesto, el diagrama de flujo de calor a través de la estructura es alterado por defectos que pueden estar presentes y así presentarse gradientes de temperatura en la superficie de la estructura. La termografía consiste en conseguir el mapa de gradientes térmicos de las superficies. Se usa una cámara de infrarrojos para grabar la distribución de temperaturas y la salida se puede grabar en cinta de vídeo. Por tanto esta técnica no sólo permite la visualización en tiempo real sino que también acepta la aplicación de técnicas de procesado de imagen. Las cámaras de infrarrojos usadas tienen sensibilidad máxima en una zona de la gama de infrarrojos. En los métodos estáticos se suelen usar los cristales líquidos colestéricos, que son componentes orgánicos que cambian de color en luz ambiente en función de su temperatura. En este caso se cubre la superficie al completo de la estructura y la distribución de temperaturas se puede observar en colores intensos a simple vista y ser grabadas las imágenes térmicas por una cámara común. En los métodos dinámicos se destacan los Stress-Generated-Thermal-Fields (SGTF) y ExternallyApplied-Thermal-Fields (EAFT). En la primera técnica se somete la probeta a cargas cíclicas, produciéndose las mayores elevaciones de temperatura en los puntos donde se producen concentraciones de tensiones, es decir, en el entorno de los defectos. Puesto que las isotermas se distorsionan en la presencia de un defecto, la técnica EATF hace uso de esta propiedad para determinar daños en piezas sobre las que se han aplicado fuentes de calor. Los métodos termográficos pueden ser pasivos (cuando hay una fuente externa de calor o frío) y activos (en los que se generan reacciones internas exotérmicas o endotérmicas). La termografía es una técnica muy útil para detectar daño por impacto, despegados en pieles delgadas de paneles sandwich fabricados con fibra de vidrio y en general imperfecciones de fabricación. La sensibilidad de la termografía depende fuertemente de la conductividad del material inspeccionado y del efecto del tipo de defecto sobre esta propiedad. La baja conductividad térmica que presentan los materiales compuestos, en especial los fabricados con fibra de vidrio, hace muy atractiva esta técnica. Las investigaciones llevadas a cabo por C. J. Pye y R. D. Adams sobre los límites teóricos y experimentales para la localización de grietas cortantes en placas de plásticos reforzados con fibra de vidrio por termografía infrarroja han revelado que las longitudes mínimas de grietas predichas en su análisis teórico fueron de menos de 14 mm. Estos mismos autores señalan que pueden existir grietas en la matriz de estos materiales de volumen nulo, que pueden pasar inadvertidas en el análisis por ultrasonidos y que sin embargo se pueden detectar por termografía. Esta es una técnica más de control de calidad de los materiales compuestos. Entre sus ventajas puede destacarse que no es necesario el contacto del material, pueden efectuarse gran número de ensayos en un tiempo breve, sirve incluso en el caso de que la pieza sea accesible por un solo lado, admite el tratamiento y análisis de imágenes a posteriori, pueden cubrirse grandes áreas de inspección con un solo ensayo, etc. Las principales desventajas de esta técnica son las variaciones ambientales de temperatura y las variaciones en la emisividad del material que pueden reducir sensiblemente la resolución.


1161

5.14.6 Holografía óptica La holografía es una técnica fotográfica que permite registrar la imagen de un objeto en tres dimensiones utilizando luz coherente y monocromática, generalmente láser de helio-neón, argón o rubí. El haz de luz láser se divide en dos. Una parte de la luz ilumina directamente la placa holográfica y la otra es desviada hasta el objeto de modo que la luz reflejada por el mismo es la que vuelve a incidir sobre la placa. Para obtener la imagen del objeto es suficiente con iluminar el holograma de nuevo con el haz de referencia. En la figura se da un diagrama esquemático que muestra un equipo estándar holográfico fuera de eje. El holograma es como un grabado exacto tal que si se hacen dos exposiciones en una emulsión con una leve distorsión aplicada al cuerpo a estudiar entre las dos exposiciones, la luz reconstruida que ondea emitiendo de cada uno de los estados grabados interfiere y produce un diagrama de golpe de frecuencia llamado franjas de interferometría. Estas franjas son como líneas de elevación en un mapa de contorno en el que cada una representa el lugar geométrico de puntos en la superficie del objeto que han sido desplazados en dirección normal por un múltiplo de la mitad de la longitud de onda usada para grabar el holograma. Para necesidades de ensayos no destructivos es interesante encontrar anomalías (o cambios abruptos) en la banda o diagrama y no medir los desplazamientos precisos en cada sitio del objeto. Hay cierto número de métodos disponibles para inducir un cambio en la superficie de la probeta entre exposiciones: carga mecánica, térmica y acústica. Debe tenerse siempre en mente que el fin de la carga es producir un desplazamiento normal a la superficie a inspeccionar correspondiente al defecto que ha de ser investigado. Los hologramas hechos a plásticos reforzados con fibra de vidrio pueden revelar la presencia de delaminaciones, grietas superficiales, cortes, inclusiones, solapamientos de láminas preimpregnadas, defectos de pegado, alineaciones de fibra y rotura de un conjunto de fibras en laminados delgados.

5.14.7 Holografía acústica Se trata de una técnica muy parecida a la holografía óptica pero usa un haz de ultrasonidos. El haz impacta contra la muestra a examinar de modo que produce deformaciones en ella al atravesarla. Al mismo tiempo un haz láser se encarga de recoger la información de los desplazamientos y registrarla en una delgada lámina de oro. Un fotodiodo lee la intensidad del láser reflejado que cambia con la pendiente de la superficie deformada, generando una señal eléctrica que debidamente procesada produce una imagen. Esta técnica, denominada SLAM (Scanning Laser Acoustic Microscope), permite obtener imágenes acústicas en tiempo real de diversos laminados, con la característica de que son más planas que las obtenidas por holografía óptica. El SLAM produce una imagen denominada interferograma acústico.

1162


Figura 5.14.7 Diagrama esquemático mostrando un equipo de holografía

5.14.8 Sistema de fibras ópticas Recientes investigaciones han demostrado la posibilidad de detección de defectos en estructuras compuestas y complejas, incorporando una malla de fibras ópticas en el material compuesto durante el proceso de fabricación, formando parte integral de la estructura. Para la selección de las fibras de la malla debe analizarse la compatibilidad con las características mecánicas de alargamiento de los refuerzos base. Este sistema óptico es capaz de localizar defectos y de suministrar información de la magnitud del daño, indicando la evolución del mismo en servicio. El sistema incorpora una cadena electrónica que interacciona con la malla.

5.14.9 Emisión acústica Hay autores que se niegan a encuadrar estrictamente esta técnica como ensayo no destructivo. Cualquier cambio estructural brusco en un laminado tal como agrietamiento de resina, fractura de la fibra, delaminación, aparición o crecimiento de grietas; provocados por la aplicación de una carga; causa disipación de energía elástica en forma de ondas acústicas. Actualmente está perfectamente establecida la técnica de detección de las emisiones acústicas. Las ondas emitidas son complejas, dependiendo del tipo de material, del diseño y del tipo de rotura o defecto producido. Las ondas acústicas son detectadas, según el tamaño de la pieza, por uno o varios transductores piezoeléctricos con una zona de resonancia de 100 kHz a 1 MHz. Después de su detección, la señal o ruido es amplificada, filtrada y a continuación, registrada en un contador que identifica todos los cruces positivos de un nivel determinado y analizada. Aquí el problema que se plantea es el de encontrar una correlación entre la señal detectada y el defecto que ha producido dicha señal.


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Una técnica alternativa consiste en asociar cada emisión con una envolvente de onda, identificando cada envolvente como un acontecimiento distinto. Esto conlleva la consideración de un tiempo muerto de 100 ms durante el cual no se recibe información, y por ello, puede perderse en emisiones de muy corta duración. La ventaja asociada a esta técnica radica en que la relación entre el número de cuentas grabadas en el equipo y el número de sucesos de micro-rotura es de 1:1. Queda solamente ahora efectuar una representación del número de cuentas en función del tiempo y establecer una relación con la carga o con el número de ciclos en un ensayo de fatiga. Tenemos así analizado el número de veces que se sobrepasa un umbral de intensidad. Otro criterio de análisis de señal es tomar como parámetro de estudio la energía total almacenada en la señal en un instante determinado. Generalmente al cargar para ensayo los materiales compuestos y producirse daños en el material el número de cuentas totales N por emisión acústica aumenta con la tensión (o deformación) hasta llegar a la rotura según la expresión: N = c An

(Ec. 5.14.1)

donde c y n son constantes y A una variable asociada a tensión o deformación. El análisis de la señal suministra información acerca de causas microscópicas que la producen tales como rotura de fibras, fractura de la matriz, debonding fibra-matriz, etc. De este modo puede llegar a conocerse el daño acumulado en la estructura si se conoce la secuencia de roturas que se producen al ir cargándola progresivamente.

Figura 5.14.8 Representación de la amplitud en decibelios de la señal acústica para los tipos de rotura de matriz, fibra o interfase

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El método para localizar los defectos consiste en repartir sobre la estructura varios captadores según sea el tamaño de la pieza y del área a inspeccionar. Una vez producida la emisión en un punto, un ordenador analiza los diferentes tiempos de llegada de cara a poder localizar la situación del defecto. Debe decirse que, puesto que la transmisibilidad acústica en materiales compuestos es menor que en metales dada la alta atenuación que presentan, las áreas que pueden inspeccionarse cada vez son menores. Este hecho queda todavía más agudizado por las diferentes velocidades de propagación del sonido según sea la dirección que se considere. Con la técnica de localización zonal se puede hacer, por tanto, uso de la emisión acústica para detección de daño en áreas determinadas. Cuando una pieza es cargada se produce una primera emisión acústica correspondiente a la rotura de las zonas más débiles del laminado. Si se descarga y vuelve a cargarse de nuevo, no volverá a haber emisión hasta que no se sobrepase un umbral global de daños de la estructura que en el caso de laminados de fibra de vidrio ronda el 60 % de la última carga. Las microgrietas producidas anteriormente se extienden con niveles de carga inferiores a los ya alcanzados. Si durante la recarga se produce emisión acústica para tensiones por debajo de una fracción determinada de la fatiga máxima original, se rechaza la estructura o el componente. Esta fracción se denomina relación de felicity y este comportamiento puede utilizarse para determinar el grado de dañado de un elemento que ha estado en servicio, o como control de calidad para determinar la capacidad de piezas fabricadas para soportar unas cargas máximas prefijadas.

Figura 5.14.9 Esquema representativo del ratio de felicidad Otro de los parámetros estudiados es el tiempo de subida, definido como el tiempo entre la primera alternancia que sobrepasa el umbral del detector y la amplitud máxima; y la duración de la señal. El análisis de las frecuencias del espectro presenta el problema de que los impulsos eléctricos son modificados por el transductor. Por ello se hace necesario caracterizar con espectros patrón los distintos defectos conocidos y refutados por otras técnicas de inspección de cara a interpretar correctamente la información suministrada por el diagrama de emisión acústica.


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Muchos autores coinciden en considerar a este tipo de ensayo en cierto modo destructivo, porque si bien no conduce a la rotura total del material, sí que necesita de la creación o desarrollo de daño ya existente para que pueda ser usado. La creación en 1978 del CARP (committee on Acoustic Emission from Reinforced Plastics) en el seno de la SPI (Society of Plastics Industry) ha permitido el establecimiento de directrices en cuanto a normas y procedimientos, encontrando actualmente su mayor difusión en el control de depósitos de plástico reforzado utilizados como almacenes en la industria química. Debe destacarse en este punto el código Recommended Practice for Acoustic Emission Testing of Fiberglass Tanks-Vessels. Algunas de las normas ASTM usadas para este tipo de ensayo son las siguientes: ASTM E 569

Acoustic Emission Monitoring of Structures during Controlled Stimulation

ASTM E 610

Definitions of Terms Relating to Acoustic Emission

ASTM E 650

Practice for Mounting Piezoelectric Acoustic Emission Contact Sensors

ASTM E 750

Practice for Measuring the operating characteristics of Acoustic Emission Instrumentation

ASTM E 1067

Acoustic Emission examination of Fiberglass Reinforced Plastic Resin Tanks-Vessels

ASTM E 1118

Acoustic Emission examination of reinforced thermosetting resin pipe.

ASTM F 914

Acoustic Emission for insulated aerial personnel devices.

Figura 5.14.10 Representación del contenido energético de una señal EA para distintos tipos de rotura

5.14.10 Documentación de daños y de defectos La técnica que suministra mayor información sobre la distribución espacial del daño es la de decapado, aunque un mayor detalle lo proporciona la estereoradiografía con penetrantes ya que localiza los daños en la matriz, las delaminaciones y fracturas de las fibras. La holografía puede detectar la presencia de grietas en la matriz de la superficie y delaminaciones subsuperficiales, pero sólo proporciona una información cualitativa.

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La termografía puede utilizarse para determinar la distribución de la temperatura en la superficie de la pieza y comprobar el estado subsuperficial en cuanto a delaminaciones, zonas despegadas y daños de amplia extensión. La emisión acústica proporciona una información detallada sobre la naturaleza del daño. Sólo es útil cuando ocurre un daño significativo. En vista de todo lo anteriormente expuesto se recomienda para la documentación sobre un proceso de acumulación de daño en materiales compuestos, utilizar el método del ultrasonido para significar el daño y para documentar la distribución espacial del daño los Rayos-X junto con los penetrantes radiopacos antes y después de que ocurra el daño. La inspección no destructiva únicamente describe una imperfección, pero no indica su gravedad. La evaluación no destructiva no solo se utiliza para detectar la presencia y descripción de las imperfecciones sino que también determina la importancia de estas desviaciones. Las imperfecciones que no son aceptables deben ser ensayadas destructivamente y determinar la causa que las produce y generar así una acción correctora. Inicialmente la pieza se inspecciona por cualquier técnica aplicable tal como ultrasonidos, radiografía... Se debe recoger toda la información posible sobre las desviaciones encontradas. Como paso previo a cualquier ensayo mecánico se debe realizar un análisis destructivo para corregir los resultados de la inspección si fuera preciso. Después, el material se debe comprobar a distintas condiciones mecánicas y documentar la influencia que tienen las desviaciones iniciales en estos ensayos. Periódicamente los ensayos se deberán interrumpir y examinar los materiales con las técnicas utilizadas para la inspección inicial, y si es necesario, los especímenes podrían ser analizadas de forma destructiva y documentar el desarrollo del daño.

5.15 Otros ensayos

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5.15 OTROS ENSAYOS 5.15.1 Fluencia Se trata de ver la evolución de la deformación del material sometido a una tensión constante. Este fenómeno es función del tiempo y está relacionado con la ley de Hooke (elasticidad) y la ley de Newton (viscosidad).

5.15.2 Relajación Es el fenómeno inverso al anterior, es decir, analizar la evolución de la tensión manteniendo la deformación constante. Es función de la tensión inicial aplicada y del tiempo.

5.15.3 Dureza Barcol Es un ensayo muy extendido por la facilidad de ejecución, lo ponemos dentro de este apartado aunque quizá es un ensayo más frecuente sobre las estructuras terminadas que sobre las probetas. El principio del método es la penetración en la probeta o pieza de un punzón ejerciendo una fuerza constante y medir la resistencia a la penetración que será directamente proporcional a la dureza. Es un método muy útil dentro del proceso de fabricación ya que indicará cuándo una pieza está lista para ser desmoldeada, pero no se puede emplear con fiabilidad cuando lo que se pretende es medir el índice

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de reticulación conseguido por la resina; para esto último, se deberá recurrir a un test que mida, por ejemplo, el estireno residual en el caso de resinas de poliéster.

5.15.4 Determinación de la pérdida al fuego La información más importante que se obtiene de este tipo de ensayo es la señal carga-tiempo dada por la máquina. El análisis de los datos suministrados por la máquina de ensayos se basan en la segunda ley de Newton. Las características de la señal carga-tiempo indican claramente cuál es el proceso de deformación y fractura de la probeta. El desplazamiento y la energía se pueden calcular a partir de la señal carga-tiempo, velocidad del impacto y masa del impactador. Se realiza para conocer el porcentaje en peso de refuerzo dentro de un determinado material compuesto. Se realiza por pesada diferencial después de someter al material a un tratamiento en horno a unos 900 ºC ya que las fibras de vidrio resisten esta temperatura y la resina desaparece. Es un test muy importante y completa a los anteriores ya que no tiene sentido proporcionar, por ejemplo, una resistencia a tracción de un determinado material compuesto de fibra de vidrio, si no es acompañada por el porcentaje de refuerzo ya que esta resistencia aumentará cuando aumenta este porcentaje. Aquí se puede hacer referencia a un gran número de ensayos variables según la intención de uso de la estructura; así, por ejemplo, podemos mencionar a todos los que implican medir la resistencia a la llama, (tiempo de autoextinguibilidad, índice de oxígeno, inflamación vertical), conductividades térmicas y eléctricas, etc.

5.16 Control de piezas acabadas

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5.16 CONTROL DE PIEZAS ACABADAS Hay numerosas estructuras cuyo cálculo, diseño, etc. están sometidos a Normas. Las exigencias derivadas de la Normativa Oficial o de la Normativa interna a las empresas son variables en función de los requerimientos a los que se someterá la estructura de materiales compuestos de fibra de vidrio. Las normas vigentes para piezas acabadas se exponen a continuacion por sectores: Para aplicaciones de aislamiento: UNE 92208:1986 EX Materiales aislantes térmicos. Productos de fibra de vidrio. Determinación de la cantidad de vidrio y aglomerante orgánico. UNE 92209:1989 Materiales aislantes térmicos. Productos de fibra de vidrio. Determinación de las dimensiones. Para tubos, juntas y piezas en general: UNE 53314:1979 Plásticos. Juntas y piezas fabricadas con resinas. Termoestables reforzadas con fibra de vidrio. Terminología. Para placa onduladas: UNE 53.301.87 2R Plásticos. Placas onduladas o nervadas translúcidas de poliéster reforzado con fibra de vidrio. Características y métodos de ensayo.

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Para tuberia: UNE 53.323.86 2R Plásticos. Tubos de poliéster reforzado con fibra de vidrio utilizados para canalizaciones de saneamiento y vertidos industriales. Características y métodos de ensayo. Para acequias: UNE 53.302.76 EXP. Materiales plásticos. Acequias flexibles autoportantes de poliéster reforzado con fibra de vidrio. Características y métodos de ensayo. UNE 53.342.78 EXP.Materiales plásticos. Acequias rígidas de poliéster reforzado con fibra de vidrio. Características y métodos de ensayo. Para conductos: UNE 100105:1984 Conductos de fibra de vidrio para trasporte de aire. Para materiales aislantes electricos UNE 21345-2:1977 Materiales aislantes eléctricos. Tejidos barnizados. Especificaciones para tejidos de fibra de vidrio, con barniz oleorresinoso, poliuretano, epoxi o silicona. Para sistemas de canalizaciones: UNE-EN 1119:1996 Sistemas de canalización en materiales plásticos. Juntas de unión para tubos y accesorios de plástico termoestable reforzado con fibra de vidrio (PRFV). Métodos de ensayo de estanquidad y de resistencia al fallo de juntas flexibles y de articulación reducida. UNE-EN 1120:1996 Sistemas de canalización en materiales plásticos. Tubos y accesorios de plástico termoestable reforzado con fibra de vidrio (PRFV). Determinación de la resistencia al ataque químico desde el interior de un segmento de tubo sometido a deflexión. UNE-EN 1225:1996 Sistemas de canalización en materiales plásticos. Tubos de plástico termoestable reforzado con fibra de vidrio (PRFV). Determinación del factor de fluencia en condiciones húmedas y cálculo de la rigidez circunferencial específica a largo plazo. UNE-EN 1226:1996 Sistemas de canalización en materiales plásticos. Tubos de plástico termoestable reforzado con fibra de vidrio (PRFV). Método de ensayo para comprobar la resistencia a la deflexión circunferencial inicial. UNE-EN 1228:1996 Sistemas de canalización en materiales plásticos. Tubos de plástico termoestable reforzado con fibra de vidrio (PRFV). Determinación de la rigidez circunferencial específica inicial. UNE-EN 1229:1996 Sistemas de canalización en materiales plásticos. Tubos de plástico termoestable reforzado con fibra de vidrio (PRFV). Métodos de ensayo para comprobar la estanquidad de la pared sometida a una presión interna a corto plazo. UNE 53300:1975 Materiales plásticos. Determinación de la estanquidad de depósitos de materiales plásticos reforzados.


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UNE 53303:1991 Plásticos. Cisternas fijas y desmontables destinadas al transporte de mercancías peligrosas y depósitos para el almacenamiento de dichas materias, realizadas en materiales plásticos termoestables reforzados con fibra de vidrio. Características y métodos de ensayo. UNE 53361:1990 Plásticos. Depósitos enterrados de plásticos reforzado con fibra de vidrio destinados a almacenar productos petrolíferos. UNE 53361:1994 Erratum plásticos. Depósitos enterrados de plásticos reforzado con fibra de vidrio destinados a almacenar productos petrolíferos. UNE 53494:1994 IN plásticos. Instalación de depósitos enterrados de plástico reforzado con fibra de vidrio destinados a almacenar productos petrolíferos líquidos. UNE-EN 1228:1996 Sistemas de canalización en materiales plásticos. Tubos de plástico termoestable reforzado con fibra de vidrio (PRFV). Determinación de la regidez circunferencial específica inicial. UNE-EN 1229:1996 Sistemas de canalización en materiales plásticos. Tubos de plástico termoestable reforzado con fibra de vidrio (PRFV). Métodos de ensayo para comprobar la estanquidad de la pared sometida a una presión interna a corto plazo. Para depósitos y cisternas: UNE 53300:1975 Materiales plásticos. Determinación de le estanquidad de depósitos de materiales plásticos reforzados. UNE 53303:1991 Plásticos. Cisternas fijas y desmontables destinadas al transporte de mercancías peligrosas y depósitos para el almacenamiento de dichas materias, realizadas en materiales plásticos termoestables reforzados con fibra de vidrio. Características y métodos de ensayo UNE 53361:1990 Plásticos. Depósitos enterrados de plástico reforzado con fibra de vidrio destinados a almacenar productos petrolíferos. UNE 53361:1994 Erratum plásticos. Depósitos enterrados de plástico reforzado con fibra de vidrio destinados a almacenar productos petrolíferos. UNE 53494:1994 In plásticos. Instalación de depósitos enterrados de plástico reforzado con fibra de vidrio destinados a almacenar productos petrolíferos líquidos. UNE 53496-1:1993 Ex plásticos. Depósitos aéreos o en fosa, de plástico reforzado con fibra de vidrio destinados a almacenar productos petrolíferos. Parte 1: características generales. UNE 53496-1:1996 EX/1M Ex plásticos. Depósitos aéreos o en fosa, de plástico reforzado con fibra de vidrio destinados a almacenar productos petrolíferos. Parte 1: características generales. UNE 53496-2:1993 Ex plásticos. Depósitos, aéreos o en fosa, de plástico reforzado con fibra de vidrio destinados a almacenar productos petrolíferos. Parte 2: características particulares para depósitos horizontales y verticales.

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UNE 53990:1996 In plásticos. Instalaciones de depósitos aéreos o en fosa, fabricados en plástico reforzado con fibra de vidrio (PR-FV) para el almacenamiento de productos petrolíferos líquidos. UNE 53991:1996 In plásticos y revestimiento interior de depósitos metálicos, para el almacenamiento de productos petrolíferos líquidos, con plásticos reforzados. UNE-EN 976-1:1998 Tanques enterrados de plásticos reforzados con fibra de vidrio (PRFV). Tanques cilíndricos horizontales para el almacenamiento sin presión de carburantes petrolíferos líquidos. Parte: 1 Requisitos y métodos de ensayo para tanques de una sola pared. UNE-EN 976-1:1999 Erratum tanques enterrados de plásticos reforzados con fibra de vidrio (PRFV). Tanques cilíndricos horizontales para el almacenamiento sin presión de carburantes petrolíferos líquidos. Parte: 1 Requisitos y métodos de ensayo para tanques de una sola pared. UNE-EN 976-2:1998 Tanques enterrados de plásticos reforzados con fibra de vidrio (PRFV). Tanques cilíndricos horizontales para el almacenamiento sin presión de carburantes petrolíferos líquidos. Parte: 2 Transporte, manejo, almacenamiento e instalación de tanques de una sola pared. UNE 53991:1996 In plásticos. Reparación y revestimiento interior de depósitos metálicos para el almacenamiento de productos petrolíferos líquidos, con plásticos reforzados. UNE-EN 976-1:1998 Tanques enterrados de plásticos reforzados con fibra de vidrio (PRFV). Tanques cilíndricos horizontales para el almacenamiento sin presión de carburantes petrolíferos líquidos. Parte: 1 Requisitos y métodos de ensayo para tanques de una sola pared. UNE-EN 976-1:1999 Erratum tanques enterrados de plásticos reforzados con fibra de vidrio (PRFV). Tanques cilíndricos horizontales para el almacenamiento sin presión de carburantes petrolíferos líquidos. Parte: 1 Requisitos y métodos de ensayo para tanques de una sola pared. UNE-EN 976-2:1998 Tanques enterrados de plásticos reforzados con fibra de vidrio (PRFV). Tanques cilíndricos horizontales para el almacenamiento sin presión de carburantes petrolíferos líquidos. Parte: 2 Transporte, manejo, almacenamiento e instalación de tanques de una sola pared. UNE-EN 977:1998 Tanques enterrados de plásticos reforzados con fibra de vidrio (PRFV). Método de exposición de una cara a los fluídos. UNE-EN 978:1998 Tanques enterrados de plásticos reforzados con fibra de vidrio (PRFV). Determinación del factor Alfa y del factor Beta. UNE 62350-4 Tanques de acero para almacenamiento de carburantes y combustibles líquidos. Tanques de capacidad mayor de 3.000 litros. Parte 4: Tanques horizontales de doble pared (Acero-plástico reforzado con fibra de vidrio) Para aplicaciones en circuitos impresos: UNE-EN 60249-2-18/A1:1997 Materiales base para circuitos impresos. Parte 2: especificaciones. Especificación nº 18: Hoja laminada de tejido de vidrio epoxi con bismaleimida/triazina recubierta de cobre, de inflamabilidad definida (ensayo de combustión vertical)


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UNE-EN 60249-2-18/A2:1997 Materiales para circuitos impresos. Parte 2: especificaciones. Especificación nº 18: Hoja laminada de tejido de vidrio epoxi con bismaleimida/triezina recubierta de cobre de inflamabilidad definida (ensayo de combustión vertical) UNE-EN 60249-2-18:1997 Materiales para circuitos impresos. Parte 2: especificaciones. Especificación nº 18: Hoja laminada de tejido de vidrio epoxi con bismaleimida recubierta de cobre de inflamabilidad definida (ensayo de combustión vertical) Para aplicaciones en revestimientos de bobinas electromagneticas UNE-EN 60317-0-4/A2:1996 Especificaciones para tipos particulares de hilos para bobinas electromagnéticas. Parte 0: prescripciones generales. Sección 4: hilo de cobre de sección rectangular con revestimiento de fibra de vidrio esmaltado. UNE-EN 60317-0-4:1995 Especificaciones para tipos particulares de hilos para bobinas electromagnéticas. Parte 0: prescripciones generales. Sección 4: hilo de cobre de sección rectangular con revestimiento de fibra de vidrio esmaltado. UNE-EN 60317-0-5:1996 Especificaciones para tipos particulares de hilos para bobinas electromagnéticas. Parte 0: prescripciones generales. Sección 5: hilo de cobre de sección rectangular desnudo o esmaltado, cubierto con fibra de vidrio trenzada. UNE-EN 60317-31/A1:1998 Especificaciones para tipos particulares de hilos para bobinas electromagnéticas. Parte 31:hilo de cobre de sección rectangular desnudo o esmaltado, recubierto con fibra de vidrio impregnada con barniz o resina de índice de temperatura 180. UNE-EN 60317-31:1996 Especificaciones para tipos particulares de hilos para bobinas electromagnéticas. Parte 31:hilo de cobre o cobre esmaltado de sección rectangular, recubierto de fibra de vidrio impregnada con barniz de poliéster o poliesterimida, índice de temperatura 180. UNE-EN 60317-32/A1:1999 Especificaciones para tipos particulares de hilos para bobinas electromagnéticas. Parte 32:hilo de cobre de sección rectangular, desnudo o esmaltado, cubierto con fibra de vidrio impregnada con barniz o resina, índice de temperatura 155. UNE-EN 60317-32:1996 Especificaciones para tipos particulares de hilos para bobinas electromagnéticas. Parte 32:hilo de cobre o cobre esmaltado de sección rectangular, recubierto de fibra de vidrio impregnada con barniz de poliéster o poliesterimida, índice de temperatura 155. UNE-EN 60317-33/A1:1998 Especificaciones para tipos particulares de hilos para bobinas electromagnéticas. Parte 33:hilo de cobre de sección rectangular, desnudo o esmaltado recubierto de fibra de vidrio impregnada con barniz o resina, índice de temperatura 200< Picture. UNE-EN 60317-33:1996 Especificaciones para tipos particulares de hilos para bobinas electromagnéticas. Parte 33:hilo de cobre o cobre esmaltado de sección rectangular, recubierto de fibra de vidrio impregnada con barniz de silicona, índice de temperatura 200. UNE-EN 60317-40:1995 Especificaciones para tipos particulares de hilos para bobinas electromagnéticas. Parte 40:hilo de cobre o cobre esmaltado de sección rectangular, recubierto de fibra de vidrio trenzada impregnada con barniz de silicona, índice de temperatura 200. (Versión oficial en 60317-40:1994)

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CAPITULO VI TECNOLOGIAS TEXTILES

6.1 INTRODUCCIÓN Los materiales compuestos laminados han sido utilizados desde la mitad del siglo XX en numerosos sectores de la industria como la aeronáutica, marina, automoción, etc. Sin embargo estos materiales que ofrecen excelentes propiedades en cuanto a rigidez, resistencia y alta absorción de energía específicas y buen comportamiento a fatiga, presentan limitaciones en lo que se refiere a tolerancia al daño y resistencia al impacto debido a la imposibilidad de disponer de fibras en la dirección del espesor del laminado. Las preformas textiles tridimensionales permiten orientar las fibras en las tres direcciones. Están constituidas por fibras con una orientación predefinida y normalmente preimpregnadas con la matriz formando un material compuesto con la geometría de la pieza a fabricar. La organización microestructural de las fibras dentro de la propia preforma determina la geometría, distribución y tortuosidad de los recorridos de la fibra dentro del material compuesto. Las preformas textiles no sólo representan un papel importante en la transferencia de las propiedades de la fibra al material compuesto sino que también influencian notablemente la facilidad o dificultad de la infiltración y consolidación de la matriz. Por lo tanto en una preforma textil se combinan las altas propiedades de las fibras con un diseño de la interfase fibra/ matriz hecho a medida. Dentro de la gran familia de las estructuras textiles, los tejidos 3D han sido los de mayor interés para la industria aeronáutica al tener fibras continuas con orientaciones multiaxiales en el plano y fuera de él. La

1187

1188

Capítulo VI. Tecnologías textiles

aplicación de los tejidos 3D en la ingeniería de los materiales compuestos data de los años sesenta respondiendo a la necesidad de la emergente industria aerospacial de fabricar piezas y estructuras que fueran capaces de resistir esfuerzos mecánicos multidireccionales y esfuerzos térmicos. En la década de los sesenta se hicieron distintos esfuerzos por mejorar el problema de la pobre resistencia interlaminar en los materiales compuestos carbón-carbón. Nuevos conceptos de refuerzo como el apilamiento de tejidos y el cosido de estos reconocían la necesidad del desarrollo de tejidos 3D. Hoy en día la transferencia tecnológica de la industria aerospacial hacia el resto de los sectores industriales ha hecho que se desarrollen nuevos conceptos de tejidos 3D de materiales compuestos con matrices de resinas metálicas o cerámicas utilizadas en aplicaciones de la industria del automóvil, equipos deportivos, etc. Para mejorar la tolerancia al daño de los materiales compuestos es necesario mejorar la resistencia interlaminar cortante y normal. Asímismo para transferir el uso de los materiales compuestos de la industria aerospacial a la de automoción es necesario reducir costes y desarrollar sistemas de producción de grandes series con formas estructurales directas que simplifican notablemente el proceso de formación de piezas por laminado a mano. Gracias a la experiencia acumulada en los materiales compuestos 3D carbonocarbono, al reciente progreso en diseño textil asistido por ordenador y a las tecnologías de moldeo líquido, los tejidos 3D están siendo considerados como serios candidatos para la producción en serie de piezas estructurales en materiales compuestos. La importancia de este tipo de preformas dentro de los materiales compuestos estructurales textiles se refleja con la cantidad de bibliografía que ha surgido en los últimos años sobre las nuevas tecnologías textiles [1,2]. 6.1.1 Las propiedades fuera del plano La primera generación de materiales compuestos consistía en un número de capas de material compuesto de una matriz y fibras unidireccionales orientadas en una cierta dirección. Este concepto de laminado es muy eficiente siempre que las fibras se orienten en las direcciones óptimas. Sin embargo, existe un número de problemas asociados ya que las dos direcciones perpendiculares a las fibras muestran baja rigidez y resistencia. Este problema puede llegar a ser clave para los diseñadores de materiales compuestos en los casos en que aparecen deformaciones y tensiones a considerar en la dirección perpendicular al plano del laminado. En condiciones estáticas, cuando se aplican cargas multidireccionales, las tensiones en la dirección transversal al plano generan roturas prematuras en esa dirección. En análisis de fatiga, las roturas de la matriz se producen también para un bajo número de ciclos. En problemas de choque se producen deformaciones no lineales debido a la baja resistencia y rigidez en la dirección transversal al plano y finalmente diversos estudios dinámicos concluyen que estas propiedades transversales inducen bajas frecuencias naturales y por lo tanto baja rigidez dinámica en un gran número de estructuras realizadas en materiales compuestos. Estos problemas son tanto más representativos conforme las tensiones fuera del plano predominan sobre las tensiones en el plano del laminado. Generalizando, cuando un laminado es de espesor delgado y el caso es estático, las tensiones en el plano son las componentes de tensión más importantes. Sin embargo, las tres componentes de tensión fuera del plano (pelado y las dos componentes de cortadura interlaminar) pueden llegar a ser críticas en los siguientes casos. -

Lámina gruesa

-

Carga de fatiga

-

Efectos dinámicos

6.1 Introducción

1189

-

Cargas de impacto

-

Problemas de choque

-

Concentración de tensiones

Para superar estos problemas se plantean dos soluciones: -

Diseño de laminados multidireccionales

-

Uso de tejidos 2D

En la figura 6.1.1 se muestra un fallo por delaminación producido ante una compresión posterior a un impacto transversal.

Figura 6.1.1 Delaminación producida por carga en impacto transversal (izda) y compresión después de impacto (dcha) En estos casos los tejidos 3D reforzados se plantean como solución con unas reducciones considerables en los costes de producción ya que se aplican tecnologías textiles de producción en la fabricación de las preformas de fibra. Con este tipo de preformas las piezas fabricadas mejoran la tolerancia al daño y aumentan la resistencia al impacto. Además la tendencia a la delaminación disminuye drásticamente debido al refuerzo en la dirección transversal al plano. En la actualidad existen diversas técnicas para la fabricación de nuevos materiales compuestos basados en las tecnologías textiles: -

Braiding

-

Stitching

-

Warp knitting

-

Weft knitting

-

Weaving

En la tabla 6.1.1 se muestran de forma comparativa las propiedades de una estructura sandwich clásica y otra fabricada mediante la tecnología warp knitting. Cabe subrayar que los valores de resistencia interlaminar tienen dos órdenes de magnitud más en el caso del warp knitting debido a la existencia de hebras orientadas en la dirección del espesor de la estructura sandwich.

1190


Tabla 6.1.1 Comparación de propiedades entre estructuras de tipo sandwich Estructura sandwich “warp knitted”

Estructura sandwich clásica Altura: Núcleo

50 mm.

Altura:

50 mm.

Material: Espuma de poliuretano

Material: Espuma de poliuretano

ρ = 40 kg/m3

ρ = 40 kg/m3 Hebras cada 5 mm (d=0.6mm)

Pieles

Espesor: 2 mm.

Espesor: 2 mm.

Material: tejido de vidrio E / poliéster (0º/90º) Vf=30%

Material: tejido de vidrio E / poliéster (0º/90º) Vf=30%

Rigidez a flexión (MPa/mm longitud)

25·106

25·106

Máximo momento de flexión

812

812

(MPa)

0.51

23

Resistencia a cortadura interlaminar (MPa)

0.28

10

(MPa/mm longitud) Resistencia a pelado

6.1.2 Clasificación de las preformas textiles Existe una larga familia de métodos para la fabricación de preformas textiles. Los principales criterios para la selección de preformas textiles para piezas en materiales compuestos estructurales son: a)

la capacidad de refuerzo multiaxial en el plano

b)

refuerzo a través del espesor

c)

la capacidad de producir formas

Estas características son más o menos importantes en función de los requerimientos de proceso y el uso final. En la tabla 6.1.2 se muestra una primera clasificación de las preformas basándose en la integridad estructural y en función de la continuidad y linearidad de la fibra y su propia arquitectura.

6.1 Introducción

1191

Tabla 6.1.2 Clasificación de preformas textiles

Sistema de refuerzo

Construcción textil

Longitud de la fibra

Orientación de la fibra

Enredado de la fibra

Discreto

Fibra cortada

Discontinua

Arbitraria

Ninguno

Lineal

Hilo filamento

Continua

Lineal

Ninguno

Laminar

Tejido simple

Continua

Plana

Plano

Integrada

Tejido avanzado

Continua

3D

3D

Un sistema discreto como puede ser un “whisker” o un mat de fibra, no tienen continuidad en el material y el control de la orientación de las fibras es complejo aunque recientemente se han introducido algunos sistemas de fibras alineadas. La integridad estructural de la preforma de fibra depende principalmente de la fricción entre la fibras. Los sistemas unidireccionales o de filamentos continuos tienen el más alto nivel de continuidad y linearidad . La desventaja de esta arquitectura de fibra es su debilidad intralaminar e interlaminar debido al no entrelazado de la fibra en el plano y fuera del plano. Una tercera categoría de refuerzo con fibra es el sistema entrelazado plano. Aunque el fallo intralaminar asociado con el sistema de filamento continuo está asociado con la arquitectura de la fibra, la resistencia interlaminar está limitada por la resistencia de la matriz debido a la inexistencia de refuerzo de fibra a través del espesor. Los sistemas integrados totalmente tienen las fibras orientadas en direcciones en el plano y fuera de él. Este refuerzo a través de la dirección del espesor hace que la más atractiva característica de los sistemas integrados sea que el material está virtualmente libre de delaminación. Otra característica importante de la mayoría de las estructuras integradas como el 3D woven, knits, braids y non-woven es su capacidad para asumir formas estructurales complejas. Otra forma de clasificar las preformas textiles está basada en las técnicas de formación del tejido. La conversión de fibra a preforma se puede conseguir vía “fiber to fabric” (FTF), vía “yarn to fabric” (YTF) o por una combinación de ambas. El FTF basa su técnica en el enredado de tejidos de fibra mediante punzado con aguja. Dentro de este método destaca el proceso Noveltex desarrollado por P. Olry en SEP (Sociéte Européenne de Propulsion, Bordeaux, France)[3]. Los procesos YTF son medios populares de fabricación de preformas donde el montaje de fibras lineales (filamento continuo) o fibra corta enrollada se entrelazan para formar tejidos 2D o 3D. En la figura 6.1.2 se muestran ejemplos de preformas creadas mediante el proceso YTF.

1192


Figura 6.1.2 Ejemplos de preformas de yarn-to-fabric (YTF) En la tabla 6.1.3 se muestra una comparación de los distintos tipos de procesos YTF más extendidos. Tabla 6.1.3 Técnicas de formación de yarn-to-fabric

Procesos YTF

Dirección básica de introducción del hilo

Técnica de formación básica

Weaving

Dos (0º/90º)

Interlacing

Braiding

Uno (dirección de la máquina)

Interwining

Knitting

Uno (0º ó 90º)

Interlooping

Nonwoven

Tres o más (ortogonal)

Colocación de fibra

6.1 Introducción

1193

6.1.3 Preformas textiles avanzadas El uso de las tecnologías textiles avanzadas, tales como el braiding, 3D-weaving, weft-knitting, warpknitting y el cosido, permite obtener preformas de distintos tipos de fibras continuas como vidrio, carbono o aramida. Estas preformas son próximas a la forma final de la pieza y en ellas la orientación de la fibra no está restringida a un plano. La producción de estas preformas es un proceso altamente automatizado que se completa con la impregnación de la preforma mediante inyección de resina. Esta tecnología permite la fabricación de componentes estructurales de formas complejas con precio relativamente bajo. 6.1.3.1 Braiding El braiding consiste en un proceso de trenzado de múltiples hebras procedentes de bobinas con desplazamiento controlado numéricamente; las hebras se entrelazan formando ángulos que varían entre 10º y 80º, pudiéndose incluir también fibras a 0º. La figura 6.1.3 muestra un esquema de la distribución de fibra.

Figura 6.1.3 Esquema de un tejido tipo braiding

Existen dos tipos de braiding, el braiding 2D y el braiding 3D. Mediante el braiding 2D se obtienen estructuras de tipo tubular al trenzar las hebras sobre un mandril correspondiente a la sección que se desea obtener. El braiding 3D a diferencia del bidimensional, incorpora fibras en direcciones perpendiculares a la sección de trenzado, siendo especialmente adecuado para la fabricación de perfiles con secciones tipo C, T, I, etc.; el control numérico de cada una de las bobinas permite gran flexibilidad en los ángulos de orientación de las fibras, con lo que se puede disponer el refuerzo en función de los requerimientos a los que vaya a estar sometido el perfil. A las excelentes propiedades mecánicas a través del espesor obtenidas en estos perfiles, se une una elevada capacidad de absorción de energía bajo cargas de aplastamiento axial progresivo.

1194


Figura 6.1.4 Esquema de formación de un braid El desarrollo del braiding se centra fundamentalmente en las fibras de carbono debido a que su trenzado no presenta las complicaciones que aparecen para su utilización en otras tecnologías textiles. El comportamiento elástico del material final es semejante al que se obtendría con un refuerzo convencional con porcentajes de fibra y orientaciones equivalentes, mientras que los valores de resistencia en el plano disminuyen en torno a un 20% como consecuencia del daño que sufren las fibras de carbono al ser trenzadas. Los elementos estructurales realizados a partir del braiding en carbono son principalmente perfiles de secciones abiertas o cerradas, pudiéndose realizar secciones muy complejas. Estos elementos estructurales pueden utilizarse como perfiles rigidizadores en paneles. Esta tecnología está pensada para la producción de perfiles tanto de sección hueca (braiding 2D) o llena (braiding 3D). La preforma textil tridimensional construida por braiding se caracteriza por que las hebras de fibras que constituyen el material se encuentran trenzadas entre sí. El proceso de fabricación se lleva a cabo con máquinas que soportan una serie de bobinas que pueden girar respecto a su eje y desplazarse por una superficie. De cada una de estas bobinas parte una hebra, entrelazándose todas ellas en un punto localizado a una cierta distancia de la superficie de movimiento de las bobinas. Las hebras se entrelazan formando ángulos que varían entre 10º y 80º, pudiéndose también incluir fibras a 0º. La figura 6.1.5 muestra una máquina de braiding 2D. La figura 6.1.6 corresponde a un detalle del punto de trenzado. Con este tipo de braiding circular se pueden obtener secciones huecas, trenzando sobre un molde de forma general siempre que tenga una dimensión dominante.

6.1 Introducción

1195

Figura 6.1.5 Máquina de braiding 2D

Figura 6.1.6 Detalle del punto de trenzado de la máquina de braiding 2D

1196


A continuación se muestran los diferentes tipos de estructuras que se pueden realizar mediante braiding 3D variando desde perfiles de sección llena hasta ejes.

Figura 6.1.7 Diferentes formas estructurales producidas medIante 3D braiding 6.1.3.2 3D-weaving Cuando se habla de tejidos como refuerzo en un material compuesto, se está hablando generalmente de tejidos que son básicamente bidimensionales y bidireccionales, siendo estas dos direcciones la de urdimbre y la de trama. Como ya se ha citado anteriormente, los laminados formados por el apilamiento de estos tejidos presentan deficiencias en cuanto a las propiedades fuera del plano. Este problema puede solucionarse mediante la tecnología del weaving 3D, consistente en tejer de forma conjunta varios tejidos bidimensionales, añadiendo a las fibras de urdimbre y trama de esos tejidos 2D nuevas fibras de urdimbre que liguen las distintas láminas entre sí. La figura 6.1.8 muestra el esquema de la sección de uno de estos tejidos.

6.1 Introducción

1197

Figura 6.1.8 Sección de un tejido tipo 3D-weaving Las propiedades fuera del plano de este tipo de tejidos son muy superiores a las correspondientes a un laminado equivalente de tejidos convencionales. Además, se superan los problemas de delaminación que aparecen en los laminados convencionales. Actualmente existe gran interés en mejorar esta tecnología para lograr incorporar, además del refuerzo fuera del plano, fibras orientadas según distintos ángulos con las direcciones de urdimbre y trama. El objetivo es mejorar el comportamiento frente a esfuerzos cortantes en el plano, dado que el comportamiento frente a este tipo de esfuerzos no es óptimo cuando sólo se dispone de fibras en las direcciones de urdimbre y trama [4]. La deformabilidad de las preformas realizadas a partir de esta tecnología textil es reducida, por lo que suelen destinarse a paneles planos o de pequeña curvatura; por el contrario, permiten alcanzar propiedades mecánicas muy importantes, especialmente fuera del plano. 6.1.3.3 Weft-Knitting Los tejidos de weft-knitting se realizan a partir de una única hebra que va formando sucesivas curvas con los movimientos de las agujas, realizándose el tejido en la dirección transversal. El tejido se realiza fila a fila, como puede apreciarse en la figura 6.1.9. Las diferentes agujas pueden controlarse de forma independiente, consiguiéndose multitud de variaciones en la arquitectura del tejido.

Figura 6.1.9 Esquema de tejido tipo weft-knitting

1198


La disposición de las fibras en múltiples curvas confiere al tejido una elevada capacidad de deformación, permitiendo la elaboración de preformas complejas con dobles curvaturas. Al mismo tiempo, esta disposición de las fibras en forma de curvas reduce las propiedades mecánicas finales del tejido; esta reducción obedece no sólo a motivos geométricos sino también al daño que sufren las fibras al ser curvadas; este problema es especialmente importante en el caso de las fibras de carbono. Así pues, las propiedades obtenidas en materiales compuestos reforzados con tejedurías de este tipo son, en el plano, inferiores a las obtenidas con los mismos porcentajes de fibra al utilizar tejidos planos convencionales; sin embargo, los valores de resistencia a impacto aumentan notablemente. Los desarrollos actuales de estas tejedurías se centran en la incorporación al tejido de fibras rectas en distintas direcciones para mejorar las propiedades mecánicas. La figura 6.1.10 ilustra de forma esquemática la incorporación de fibras adicionales en la dirección longitudinal.

Figura 6.1.10 Tejido tipo weft-knitting con fibras rectas en la dirección longitudinal Las preformas de weft-knitting están generalmente destinadas a la elaboración de paneles con dobles curvaturas y requerimientos mecánicos reducidos. 6.1.3.4 Warp-knitting En el warp knitting, a diferencia del weft-knitting, son varias hebras las que se incorporan al tejido. Cada una de esas hebras describe las mismas curvas, realizándose el tejido en dirección longitudinal. La figura 6.1.11 muestra un esquema de esta tecnología textil. El proceso de tejeduría es muy rápido, pero la maquinaria es más cara que en el caso del weft-knitting, donde se utilizaba una hebra, mientras que ahora hay que alimentar la máquina con cientos de ellas.

Figura 6.1.11. Esquema de un tejido de tipo warp-knitting

6.1 Introducción

1199

La tecnología para añadir fibras rectas en distintas direcciones está más desarrollada que en el caso del weft-knitting, lo que permite obtener mejores propiedades mecánicas en el plano. El warp-knitting se destina a la elaboración de paneles planos o curvados y en los que se necesitan propiedades superiores a las que se alcanzan con el weft-knitting. Las posibilidades de curvatura y deformabilidad de las preformas son, en general, inferiores a las que permite el weft-knitting. Existe también la posibilidad de realizar tejidos tridimensionales. En este caso se realizan de forma simultánea dos tejidos tipo warp-knitting bidimensionales al tiempo que se introducen fibras que conectan estos dos tejidos. Estos tejidos se destinan a la elaboración de estructuras tipo sandwich. La elevada flexibilidad en la disposición y entrelazado de fibras en el proceso de warp-knitting permite obtener preformas con estructura global de malla, lo que abre su aplicación a elementos estructurales en los que se requiera ventilación.

Figura 6.1.12 Representación esquemática de un tejido multiaxial warp knitted 6.1.3.5 Cosido El interés que las distintas técnicas de cosido tienen para la industria de los materiales compuestos obedece a dos razones principalmente. Por un lado, existen técnicas de cosido que posibilitan la unión de múltiples láminas de refuerzo (unidireccionales o tejidos), mejorándose substancialmente, como ocurría en el caso del weaving 3D, el comportamiento frente a esfuerzos de cortadura interlaminar e incluso la resistencia y tolerancia al impacto. La figura 6.1.13 muestra este tipo de utilización. La segunda razón es la posibilidad de unir diferentes preformas con anterioridad a depositarlas en el molde y proceder a la inyección de resina; de este modo, se reducen los costes de fabricación al reducirse el número de componentes finales a ensamblar. Además estas uniones mediante cosido son muy resistentes frente a cargas de pelado y cargas a través del espesor. La figura 6.1.14 representa la utilización del cosido para la combinación de preformas.

Figura 6.1.13 Uso del cosido para la combinación de varias láminas de refuerzo

1200


Figura 6.1.14 Uso del cosido para la combinación de preformas A las dificultades técnicas de los procesos de cosido se une otro problema, la reducción de las propiedades mecánicas. Esta reducción obedece a varios factores, como son ligeros desplazamientos y curvaturas de las fibras de las preformas cosidas en torno a las fibras, ocasionado por las agujas utilizadas en el cosido, y agrietamiento en la matriz en zonas ricas en resina. 6.1.4 Geometría estructural de los textiles 3D La geometría estructural de los textiles 3D se puede caracterizar tanto a nivel macroscópico como microscópico. A nivel macroscópico, la forma externa y las estructuras celulares internas son el resultado del proceso textil particular y del tipo de construcción del tejido empleado en la creación de la estructura. Geometrías celulares y formas similares pueden crearse mediante diferentes procesos textiles. Por ejemplo, una viga en forma de I se puede fabricar mediante weaving, braiding o knitting, sin embargo la arquitectura de fibra producida mediante estos tres procesos es bastante diferente. De este hecho se puede deducir a que la pieza puede tener diferentes niveles de la eficiencia de traslación de las propiedades de la fibra hacia el material compuesto, así como diferentes características de resistencia y daño. La eficiencia en la traslación de las propiedades de la fibra hacia el material compuesto depende de la juiciosa selección de la arquitectura de la fibra, la cual está gobernada por la concentración direccional de las fibras. Ésta se puede cuantificar por la fracción en volumen de la fibra y por su orientación. De acuerdo con esto, la relación entre propiedades y estructura en un material compuesto textil 3D es el resultado de la interacción dinámica de geometrías macroestructurales y microestructurales. 3D Woven fabrics Los 3D woven fabrics están producidos principalmente por el método de tejido multiple-warp el cual ha sido muy utilizado en la industria textil para fabricar alfombras, etc. En la figura 6.1.15 se muestran diferentes tipos de arquitecturas de fibras que se pueden producir mediante el método weaving.

6.1 Introducción

1201

Figura 6.1.15 a) paneles sólidos ortogonales b) y c) paneles sólidos de espesor variable, d) estructuras de núcleo simulando una viga cajón, e) estructura en celosía f) fibras a través del espesor con modelo diagonal g) tejidos multicapa triaxiales Telas ortogonales non-woven La mayoría de las estructuras ortogonales 3D non-woven constan de refuerzos de hilos lineales en todas las direcciones. En la figura 6.1.16 se muestra una celda unidad en la que los hilos se han colocado de forma ortogonal en las tres direcciones.

Figura 6.1.16 Celda unidad para telas ortogonales non-woven Knitted 3D fabrics Los knitted 3D fabrics se producen tanto mediante el proceso de weft knitting como del proceso warp knitting. La principal característica de las estructuras weft knitting es su conformabilidad. La introducción de fibras de refuerzo lineales hacen que estas estructuras sean muy efectivas para formar estructuras de formas muy complejas. Mientras que las aplicaciones de las estructuras weft knitted están siendo todavía

1202


evaluadas, las estructuras realizadas con la tecnología multiaxial warp knit (MWK) han tenido un progreso alto en los últimos años. Desde el punto de vista de la geometría estructural los sistemas de tejido (MWK) constan de hilos torcidos (0º), trama (90º) e inclinados (±θ), sostenidos juntos por una cadena o tricot que cose a través del espesor del tejido. La aplicación principal de la tecnología (MWK) es la formación de estructuras multiaxiales circulares mediante el proceso warp knitting. 3-D braided fabrics Esta tecnología es una extensión de la ya establecida tecnología del braiding 2D en la que el tejido está construido por el trenzado de dos o más sistemas de hilos que forman una estructura integral. Además es uno de los métodos en el que más variedad de formas complejas pueden fabricarse de forma integral y con gran resistencia estructural al daño. El movimiento básico del braiding consta en la alternancia del desplazamiento de carros de hilos en dos ejes seguido de un movimiento de compactación. La fabricación de formas complejas se realiza mediante el posicionamiento apropiado de estos carros. 6.1.5 Fabricación del material final a partir de las preformas textiles El RTM, moldeo por transferencia de resina, es la técnica de fabricación más utilizada con las tecnologías textiles presentadas en este capítulo. El RTM consiste, básicamente, en la inyección de la resina en un molde cerrado en el que se han depositado con anterioridad las fibras de refuerzo. El RTM es uno de los procesos de fabricación de materiales compuestos reforzados con fibras continuas de mayor productividad, que se ve aumentada al utilizar como refuerzo preformas textiles. El aumento de productividad de los procesos de RTM cuando se utilizan preformas textiles obedece a dos motivos. En primer lugar, se simplifican notablemente los procesos de colocación de las fibras de refuerzo en el molde según las orientaciones y espesores requeridos. En segundo lugar, la utilización de preformas complejas cercanas a la forma final, y la integración de subpreformas mediante técnicas de cosido, permiten la obtención, de la forma integral, de piezas y componentes de material compuesto; piezas y componentes que, con otro tipo de esfuerzo, consistirían en distintos subcomponentes de material compuesto, unidos mecánicamente o mediante adhesivo. El problema de la utilización del RTM con las preformas textiles reside en la dificultad de lograr que la resina se distribuya de forma uniforme entre la complicada arquitectura del tejido. En la actualidad, gran parte del trabajo realizado para mejorar este aspecto se centra en el desarrollo de sistemas de resina adecuados para lograr la impregnación correcta de toda la preforma. Además de la fabricación por RTM, existen otros procesos de fabricación que se pueden utilizar a partir de las preformas textiles. En concreto, las preformas obtenidas mediante braiding pueden ser transformadas en el correspondiente perfil de material compuesto mediante pultrusión, mientras que los tejidos realizados mediante weaving 3D o knitting pueden transformarse en paneles de material compuesto mediante distintos procesos de prensado. En conclusión, la fabricación de preformas mediante las tecnologías textiles de braiding, weaving 3D, weft-knitting, warp-knitting y cosido, permite sustituir el tradicional trabajo manual por procesos altamente

6.1 Introducción

1203

automatizados, obteniéndose el correspondiente ahorro en tiempos de fabricación y costes. Además, la posibilidad existente en muchos casos de introducir fibras de refuerzo fuera del plano permite aumentar de forma drástica propiedades como la tolerancia al daño, reduciéndose los costes de mantenimiento y control de calidad. Referencias 1. S. W. Tsai, “Theory Of Composites Design”, Think Composites 1992. 2. S. W. Tsai, Antonio Miravete, “Diseño Y Análisis De Materiales Compuestos”, Editorial Reverté, S.A. 1988 3. A. E. Bogdanovich And C. M. Pastore, “Mechanics Of Textile And Laminated Composites With Applications To Structural Analysis”. Chapman & Hall, First Edition 1996 4. J. N. Reddy, “Mechanics Of Laminated Composite Plates Theory And Analysis”, Crc Press, 1996. 5. Mc Allister, L. E. Lachman, W. L., “Handbook of composites, Vol. 4”, Kelly, A. And Milleko, S. T., eds, North-Holland, Amsterdam, 1983, p. 109 6. Adsit, N. R., Carnahan, K. R., Green, J. E., “Composite Materials: Testing and design (Second conference)”, Corten, H. T. Eds, ASTM STP 479, Philadelphia, PA, 1972, pp 107-109. 7. Georghean, P. J., “Dupont ceramics for structural applications”- the SEP Noveltex, Technology, 3º Textile Structural Composites Symposium, Philadelphia, PA, 1-2 June, 1998. 8. Miravete A., 3D “Textile reinforcements in composite materials”, Woodhead Publishing Limited, Cambridge England 1999 9. Whitcomb, J., Srirengan, K. and Chapman, C., “Evaluation of homogenization for global/local stress analysis of textile composites”, Composite Structures: 1995, Vol. 31, Iss. 2, pp. 137-149 10.L Karaoglan, AK Noor, YH Kim, “Frictional contact/impact response of textile composite structures”, Composite Structures: 1997, Vol. 37, Iss. 2, pp. 269-280 11.Gowayed, Y., Wu, J., Barowski, L. and Westphall, W., “Mapping of preform architecture for textile reinforced composite products, Composites Part A” 1996, Vol. 27, Iss. 11, pp. 1023-1032 12.VK Ganesh, S Ramakrishna, SH Teoh, NK Naik, “Microstructural design of textile composites, Materials and Design” 1997, Vol. 18, Iss. 3, pp. 175-181 13.EJ Lang, TW Chou, “The effect of strain gage size on measurement errors in textile composite materials”, Composites Science and Technology: 1998, Vol. 58, Iss. 3 - 4, pp. 539-548 14.W Du, XM Tao, HY Tam, CL Choy, “Fundamentals and applications of optical fiber bragg grating sensors to textile structural composites”, Composite Structures: 1998, Vol. 42, Iss. 3, pp. 217-229 15.AP Mouritz, MK Bannister, PJ Falzon, KH Leong, “Review of applications for advanced threedimensional fibre textile composites”, Composites Part A: 1999, Vol. 30, Iss. 12, pp. 1445-1461

1204


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6.1 Introducción

1205

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1206


6.2 MODELOS 6.2.1 Modelado macromecánico 6.2.1.1 Introducción Tanto los materiales compuestos tradicionales laminados como los materiales compuestos constituidos por preformas tridimensionales, se caracterizan por ser materiales bifásicos, donde ambas fases son fibra y matriz. Un análisis macromecánico se caracteriza porque el comportamiento del material se define por determinadas relaciones tensión deformación y por unos criterios que definen los diferentes modos de rotura del material y la degradación de propiedades que conlleva cada una de ellos. De este modo cada volumen de material se considera como una caja negra, cuyo comportamiento es regido por las relaciones anteriores. Por otro lado un análisis micromecánico se caracteriza por la inclusión en el modelo matemático de las dos partes constituyentes del material, que son fibra y matriz, introduciéndose leyes de comportamiento elásticas y criterios de rotura independientes para cada uno de ellos, además de normas que rijan la separación entre ambas partes. Este subcapítulo se basa en [1] aunque se han consultado [1-81] Para llevar a cabo un análisis macromecánico de una pieza compleja construida a base de preformas de fibra tridimensionales es necesario especificar la siguiente información:

6.2 Modelos

1207

1.- La correcta definición de los modelos de material que gobiernen el comportamiento en términos de rigidez y resistencia del material a escala macroscópica. 2.- La introducción de las propiedades de rigidez y resistencia necesarias en la implementación de los modelos de material de cada uno de los composites producidos por las diferentes tecnologías de fabricación de preformas tridimensionales que sean utilizadas. 3.- La correcta definición de la geometría de la parte a calcular, incluyendo la geometría de la frontera entre las diferentes subpartes que la pueden constituir, las cuales pueden ser creadas por diferentes tecnologías de fabricación 3D fabrics. 4.- La correcta definición de las condiciones de contorno constituidas por las condiciones de apoyo y carga, que pueden ser constantes o variables en el tiempo, debido a la existencia de condiciones de contacto y rozamiento o debido a la existencia de cargas dinámicas. 5.- Los requerimientos que han de ser conseguidos en el diseño de la parte calculada. Toda esta información se implementa en un modelo matemático, apareciendo el método de los elementos finitos como una técnica potente de resolución del problema planteado. Los diferentes aspectos mostrados previamente son datos del problema, salvo el segundo punto, referido a las propiedades de rigidez y resistencia del material. Estas tienen que ser obtenidas a partir de los correspondientes ensayos y en el caso de que la realización de los mismos no sea posible o sea muy dificultosa, como puede ser para la obtención de las propiedades fuera del plano, se pueden utilizar modelos micromecánicos para la estimación de dichos valores. Estos modelos matemáticos micromecánicos pueden ser resueltos por medio de la utilización del método de los elementos finitos o a través de formulaciones analíticas de diferente grado de complejidad.

6.2.1.2. Determinación de las propiedades elásticas y resistentes de los 3D fabrics necesarias para la realización de un análisis macromecánico El objeto de un análisis macromecánico es la predicción del comportamiento mecánico de piezas complejas, construidas en este caso por medio de composites reforzados con preformas textiles tridimensionales, bajo unas determinadas condiciones de trabajo. Para realizarlo es necesario la implementación de los modelos de material adecuados, que simulen matemáticamente el comportamiento del material bajo las condiciones de trabajo a las que se encuentra sometido. Con objeto de definir adecuadamente el modelo de material que simula el comportamiento del compuesto reforzado con preformas textiles tridimensionales, es necesaria la introducción de una serie de propiedades elásticas y resistentes. Sin embargo, el modelo de material utilizado varía en función de diversos parámetros que afectan al análisis macromecánico, por tanto las propiedades a utilizar en los mismos también varían. Estos parámetros son el tipo de análisis macromecánico a realizar, la teoría de cálculo implementada en la definición del modelo matemático y el composite reforzado con preformas textiles tridimensionales que sea estudiado. Los diferentes materiales compuestos tridimensionales, presentan diferencias importantes entre sí, debidas a particularidades constructivas de los mismos. Este hecho provoca que los parámetros o propiedades elásticas y resistentes que han de tenerse en cuenta dependan del tipo de tejeduría textil analizada.

1208


Un segundo aspecto que modifica el modelo de material a utilizar y por tanto de las propiedades elásticas y resistentes empleadas en la definición del mismo, es el tipo de análisis macromecánico llevado a cabo. Dependiendo de las condiciones de trabajo a las que se encuentre sometida la pieza a estudiar o de la información que deseemos obtener, se escogerán las características del análisis macromecánico a realizar, como pueden ser, análisis lineal o no lineal, estático o dinámico de tensiones y desplazamientos o análisis de pandeo, análisis de sistemas lineales por métodos modales, análisis de frecuencias naturales o análisis de crash como casos particulares de los anteriores y análisis de tensiones de origen higrotérmico. Finalmente, otro aspecto que determina las propiedades elásticas y resistentes necesarias para la definición de los modelos de material es la teoría de cálculo implementada. 6.2.1.3 Resumen de propiedades de rigidez requeridas para la implementación de cada teoría En la siguiente tabla se resumen las propiedades de rigidez que son requeridas en la implementación de cada una de las teorías aplicables a materiales compuestos reforzados con preformas textiles tridimensionales. Tabla 6.2.1 Propiedades de rigidez requeridas para cada teoría implementada por composite constituyente

Teoría

Propiedades de rigidez requeridas

Teoría de vigas

EX, GXY y νXY

Teoría clásica de placas laminadas

EX, EY, GXY y νXY

Teoría de Irons

EX, EY, GXY, GXZ, GYZ y νXY

Teoría de cortadura de primer orden


Teoría de cortadura de orden superior


Teoría tridimensional

EX, EY, EZ, GXY, GXZ, GYZ, νXY, νXZ y νYZ

6.2.1.4 Propiedades de rigidez y resistencia requeridas en función de la preforma textil tridimensional que refuerza al material compuesto analizado La preforma textil tridimensional utilizada como refuerzo del material compuesto que es objeto de análisis macromecánico determina por dos vías las propiedades de rigidez y resistencia requeridas en el cálculo: - Por un lado, debido a que cada tipología tridimensional de preforma se encuentra ligada a una serie de teorías matemáticas que hacen el cálculo más eficiente. Cada una de estas teorías requieren de una serie de propiedades de rigidez determinadas para su implementación. - Por otro lado, debido a que los criterios resistentes y las propiedades resistentes ligadas a los mismos, varían en función de la tipología analizada.

6.2 Modelos

1209

A continuación se muestran las diferentes teorías matemáticas y criterios resistentes aplicados a una subparte constituida de un material compuesto reforzado con 3D textile preforms en un análisis macromecánico. 6.2.1.4.1 Braiding Dependiendo del tipo de material compuesto braided analizado, 2D o 3D, existen diversas opciones en cuanto al tipo de elemento utilizado y al tipo de teoría de cálculo de deformación y tensión implementada en los mismos, aplicados en el cálculo macromecánico. Esto se puede ver en la tabla 6.2.2. El criterio resistente más apropiado para ser aplicado en el cálculo estático de preformas constituidas de este material es el criterio de Tsai-Wu tridimensional]. En el caso de cálculos dinámicos en que se lleva al material hasta su rotura catastrófica, el criterio de máxima deformación ofrece muy buenos resultados. Para los casos en los que se obtengan componentes de tensión fuera del plano y por tanto estas sean introducidas en el proceso de cálculo resistente por medio del criterio de Tsai-Wu tridimensional, se recomienda la introducción de los términos de interacción entre tensiones normales y cortantes. De este modo, la expresión más amplia del criterio resistente a aplicar corresponde a cuando se han obtenido todas las componentes de tensión a través de la teoría general de la elasticidad. Este criterio esta formado por una suma de productos escalares lineales y cuadráticos. Esta expresión indica que cuando la suma de estos productos es menor a uno no se produce rotura para el estado tensional introducido, por contra para valores mayores o iguales a la unidad, si se produce. i, j = 1 ÷ 6

Fijσij + Fiσii = 0

(criterio 1)

Donde: F1 =

1 1 − X X'

F11 =

1 X.X '

F44 =

1 S2 xy

F2 =

1 1 − Y Y'

F3 =

1 Y.Y '

F33 =

F22 =

F55 =

F45 = F46 = F56 = 0

1

1 1 − Z Z'

F66 =

2

S xz

F4 = F5 = F6 = 0

1 Z.Z'

1 S2 yz

Fij = −0.5. Fii .Fjj

i, j = 1 ÷ 6

e

i≠j

Sin embargo cuando se aplican otras teorías de cálculo de deformaciones y tensiones diferentes a la general de la elasticidad, se obtienen menos componentes de tensión por lo que el criterio anterior queda reducido a otras expresiones más simplificadas. Esto puede verse a continuación: - En caso de aplicar teoría unidimensional o de vigas, las únicas componentes de tensión obtenidas son σx y τxy, por lo que el criterio anterior queda reducido a la siguiente expresión: F11·σ 2x + F44 τ2xy + F1σ x + 2.F14σ x τ xy = 1

(criterio 2)

1210


- En el caso de aplicar teoría general de placas laminadas, las únicas componentes de tensión obtenidas son σx, σy y τxy, por lo que el criterio de rotura queda reducido a la siguiente expresión: F11·σ 2x + F22σ 2y + F44τ2xy + F1σ x + F2σ y + 2.F12σ x σ y + 2.F14σ x τ xy + 2.F24σ y τxy = 1

(criterio 3)

- En el caso de aplicar teoría de Irons, cortadura de primer orden u orden superior, las componentes de tensión obtenidas son σx, σy, τxy, τxz y τyz, por lo que el criterio de rotura queda reducido a la siguiente expresión: F11·σ 2x + F22σ 2y + F44τ2xy + F55τ 2xz + F66τ2yz + F1σ x + F2 σ y + 2.F12σ x σ y + + 2.F14σ x τ xy + F15σ x τ xz + 2.F16σ x τ yz + 2.F24σ y τ xy + 2.F25σ y τxz + 2.F26σ y τ yz = 1

(criterio 4)

De este modo las propiedades resistentes requeridas para llevar a cabo un análisis macromecánico de una pieza construida a partir de una preforma de braiding, dependen de la teoría matemática de obtención de tensiones y deformaciones. Al mismo tiempo, las opciones existentes dependen del tipo de braiding analizado en cuestión. Tabla 6.2.2 Propiedades de rigidez y resistencia requeridas para realizar el análisis macromecánico de una pieza construida a partir de una preforma de braiding


Propiedades de resistencia requeridas

Criterio resistente

Unidimensional

EX, GXY y νXY.

X, X´y S xy

(criterio 2)

Shell

Tª de placas laminadas

EX, EY, GXY y νXY.

X, X´, Y, Y´ y Sxy

(criterio 3)

2D

Shell

Tª de Irons

EX, EY, GXY, GXZ, GYZ y νXY.

X, X´, Y, Y´, Sxy Sxz y Syz

(criterio 4)

2D

Shell

Tª de cortadura de primer orden



(criterio 4)

2D

Shell

Tª de cortadura de orden superior



(criterio 4)

2D

Solid

Teoría general de la elasticidad

EX, EY, EZ, GXY, GXZ, GYZ, νXY, νXZ y νYZ.

X, X´, Y, Y´, Z, Z´, Sxy Sxz y Syz

(criterio 1)

3D

Beam

Unidimensional

EX, GXY y νXY.

X, X´y S xy

(criterio 2)




(criterio 1)

Tipo de Braiding

Tipo de elemento

2D

Beam

2D

3D

Solid

Teoría implementada

6.2 Modelos

1211

6.2.1.4.2 3D weaving Los modelos de elementos finitos para materiales compuestos con tecnología textil 3D-weaving pueden estar constituidos por elementos tipo shell o sólidos, con posibilidad de implementar diferentes teorías, en función de la cantidad de información que se desee obtener. El criterio resistente más apropiado es el criterio tridimensional de Tsai-Wu, introduciendo los términos de interacción entre tensiones normales y cortantes. Este criterio queda reducido a expresiones acortadas (criterio 2, 3 y 4) en el caso de que se utilicen teorías diferentes a la general de la elasticidad. Tabla 6.2.3 Propiedades de rigidez y resistencia requeridas para realizar el análisis macromecánico de una pieza construida a partir de una preforma de 3D weaving

Tipo de Teoría elemento implementada

Propiedades de Propiedades de rigidez requeridas resistencia requeridas

Criterio resistente (criterio 3)

Shell


EX, EY, GXY y νXY.

Shell

Tª de Irons

EX, EY, GXY, GXZ, X, X´, Y, Y´, Sxy (criterio 4) Sxz y Syz GYZ y νXY.

Shell

Tª de cortadura de EX, EY, GXY, GXZ, X, X´, Y, Y´, Sxy (criterio 4) Sxz y Syz primer orden GYZ y νXY.

Shell

Tª de cortadura de EX, EY, GXY, GXZ, X, X´, Y, Y´, Sxy (criterio 4) Sxz y Syz orden superior GYZ y νXY.

Sólido

EX, EY, EZ, GXY, X, X´, Y, Y´, Z, Teoría general de GXZ, GYZ, ν XY, νXZ (criterio 1) Z´, Sxy Sxz y S yz la elasticidad y νYZ.


6.2.1.4.3 Weft knitting En este caso, como para el 3D weaving, las discretizaciones a realizar de las partes o subpartes construidas a partir de preformas de weft knitting, pueden estar constituidas por elementos tipo shell o sólidos, con posibilidad de implementar diferentes teorías, en función de la cantidad de información que se desee obtener. El criterio resistente más apropiado es el criterio tridimensional de Tsai-Wu, introduciendo los términos de interacción entre tensiones normales y cortantes. Este criterio queda reducido a expresiones acortadas, en el caso de que se utilicen teorías diferentes a la general de la elasticidad por medio de elementos sólidos.

1212

Capítulo VI. Tecnologías textiles Tabla 6.2.4 Propiedades de rigidez y resistencia requeridas para realizar el análisis macromecánico de una pieza construida a partir de una preforma de weft knitting

Tipo de elemento


Shell

Tª de placas laminadas Tª de Irons

Shell Shell Shell Solid

Tª de cortadura de primer orden Tª de cortadura de orden superior Teoría general de la elasticidad

Propiedades de rigidez requeridas EX, EY, GXY y νXY. EX, EY, GXY, GXZ, GYZ y νXY. EX, EY, GXY, GXZ, GYZ y νXY. EX, EY, GXY, GXZ, GYZ y νXY.

Propiedades de resistencia requeridas X, X´, Y, Y´ y Sxy X, X´, Y, Y´, Sxy Sxz y Syz X, X´, Y, Y´, Sxy Sxz y Syz X, X´, Y, Y´, Sxy Sxz y Syz



Criterio resistente (criterio 3) (criterio 4) (criterio 4) (criterio 4) (criterio 1)

6.2.1.4.4 Warp knitting Dependiendo del tipo de warp knitted material compuesto analizado, plano o 3D, existen diversas opciones en cuanto al tipo de elemento utilizado y al tipo de teoría implementada de cálculo de deformación y tensión, aplicados en el análisis macromecánico. Esto se puede ver en las tablas 6.2.5 y 6.2.6. En el caso de tratarse de un warp knit plano las posibilidades de análisis macromecánico son equivalentes a las existentes para un weft knitting. Sin embargo, en el caso de tratarse de una preforma tridimensional tipo sandwich, la cantidad de posibilidades de análisis es mayor, puesto que el modelo matemático de las pieles del sandwich se puede realizar como para el caso de un warp knit plano, mientras que el núcleo del sandwich puede ser modelizado por diferentes métodos. En el caso de analizar un tejido warp knitted plano o las pieles de una preforma tridimensional warp knitted de sandwich, el criterio resistente más apropiado para ser aplicado en el cálculo es el criterio de TsaiWu tridimensional, introduciendo los términos de interacción entre tensiones normales y cortantes. Se debe tener en cuenta que en el caso de que no se aplique la teoría general de la elasticidad, se reduce el número de componentes de tensión obtenidos, por lo que la expresión de este criterio también se reduce a las expresiones mostradas en las ecuaciones (criterio 2), (criterio 3) y (criterio 4). El núcleo de las preformas tridimensionales tipo sandwich está constituido por una estructura de pieles que va de una piel a otra formando también parte de las mismas y en algunos casos puede estar espumado. El criterio resistente más adecuado para el cálculo de dicho núcleo es el mostrado en la ecuación (criterio 5). En este criterio se tiene en cuenta el fallo por pelado y por cortadura. Debido a que la estructura de piles puede tener una geometría diferente en la dirección de trama y urdimbre, la resistencia a cortadura del núcleo en cada una de estas direcciones también varía. La ecuación (criterio 5) expresa las dos condiciones que han de cumplirse para que no exista rotura en el núcleo de una estructura tridimensional tipo sandwich.

6.2 Modelos

1213

No existe rotura por pelado siempre que:

No existe rotura por cortadura siempre que:

Snzc ≤ σz ≤ Snzt τ2xz

2 Snxz

+

τ2yz Snyz

2

≤1

(criterio 5)

Donde: S : Resistencia en dirección Z a compresión del núcleo de una estructura tridimensional tipo sandwich. n zc

Sztn: Resistencia en dirección Z a tracción del núcleo de una estructura tridimensional tipo sandwich. Sxzn: Resistencia a cortadura en dirección XZ del núcleo de una estructura tridimensional tipo sandwich. Syzn: Resistencia a cortadura en dirección YZ del núcleo de una estructura tridimensional tipo sandwich. Tabla 6.2.5 Propiedades de rigidez y resistencia requeridas para realizar el análisis macromecánico de una pieza construida a partir de una preforma de warp knitting 2D

Tipo de elemento

Teoría Propiedades de implementada rigidez requeridas

Shell


Shell

Tª de Irons

Ex, Ey, Gxy y νxy.


Criterio resistente


(criterio 3)

Ex, Ey, Gxy, Gxz, Gyz X, X´, Y, Y´, Sxy Sxz (criterio 4) y Syz y νxy.

Shell

Tª de cortadura Ex, Ey, Gxy, Gxz, Gyz X, X´, Y, Y´, Sxy Sxz (criterio 4) y Syz de primer orden y νxy.

Shell

Tª de cortadura Ex, Ey, Gxy, Gxz, Gyz X, X´, Y, Y´, Sxy Sxz (criterio 4) y Syz de orden superior y νxy.

Solid

Teoría general de Ex, Ey, Ez, Gxy, Gxz, X, X´, Y, Y´, Z, Z´, (criterio 1) Sxy Sxz y Syz la elasticidad Gyz, νxy, νxz y ν yz.

1214


Tabla 6.2.6 Propiedades de rigidez y resistencia requeridas para realizar el análisis macromecánico de una pieza construida a partir de una preforma de warp knitting 3D tipo sandwich

Propiedades de rigidez requeridas(1)

Propiedades de resistencia requeridas(1) (2) (3)

Tipo de elemento


Shell que incluya tanto pieles como núcleo


Pieles : Ex, Ey, Gxy Pieles :X, X´, Y, Y´ y νXY. y Sxy Núcleo : Exn, Eyn, Núcleo : Sxzn y Syzn Gxyn y νxyn.

Tª de Irons

Pieles : Ex, Ey, Gxy, Gxz, Gyz y νxy. Pieles : X, X´, Y, Y´ : Sxzn y Núcleo : Exn, Eyn, y Sxy Núcleo n n n n Syz Gxy , Gxz , Gyz y νxyn.

Shell que incluya tanto pieles como núcleo

Pieles : Ex, Ey, Gxy, Shell que Gxz, Gyz y νxy. Tª de cortadura Pieles : X, X´, Y, Y´ incluya tanto n n de primer y Sxy Núcleo : Sxzn y , E , Núcleo : E x y pieles como orden Syzn Gxyn , Gxzn , Gyzn y núcleo n νxy . Pieles : Ex, Ey, Gxy, Shell que Gxz, Gyz y νxy. Pieles : X, X´, Y, Y´ Tª de cortadura incluya tanto n n : Sxzn y de orden Núcleo : Ex , Ey , y Sxy Núcleo pieles como n n n n Syz superior Gxy , Gxz , Gyz y núcleo νxyn.

Pieles : Shell Núcleo : Sólid


Pieles : Tª de placas laminadas Núcleo : Tª tridimensional

Pieles : Tª de Irons Núcleo : Tª tridimensional

Pieles : Ex, Ey, Gxy y νxy. Pieles :X, X´, Y, Y´ y Sxy Núcleo : E n, E n, x

y Ezn, Gxyn , Gxzn , Gyzn, νxyn, νxzn y .νyzn

Criterio resistente Pieles : (criterio 3) Núcleo: (criterio 5) Pieles : (criterio 4) Núcleo: (criterio 5) Pieles : (criterio 4) Núcleo: (criterio 5) Pieles : (criterio 4) Núcleo: (criterio 5) Pieles : (criterio 3)

Núcleo : Sxzn y Syzn, Szcn y Sztn

Núcleo: (criterio 5)

Pieles : Ex, Ey, Gxy, Gxz, Gyz y νxy. Pieles : X, X´, Y, Y´ y Sxy Núcleo : E n, E n,

Pieles : (criterio 4)

x

y

Ezn, Gxyn , Gxzn , Gyzn, νxyn, νxzn y .νyzn



6.2 Modelos



1215

Pieles : Tª de cortadura de primer orden Núcleo : Tª tridimensional Pieles : Tª de cortadura de orden superior Núcleo : Tª tridimensional

Pieles : Ex, Ey, Gxy, Pieles : X, X´, Y, Y´ Pieles : Gxz, Gyz y νxy. n n y S (criterio 4) xy Núcleo : E , E , x

y



Pieles : Ex, Ey, Gxy, Gxz, Gyz y νxy. Pieles : X, X´, Y, Y´ Pieles : n n y S (criterio 4) xy Núcleo : E , E , x

y


Pieles : Ex, Ey, Ez, Gxy, Gxz, Gyz, νxy, νxz y νyz.

Tª tridimensional Núcleo : Exn, Eyn, Núcleo : Solid tanto para pieles Ezn, Gxyn , Gxzn , como núcleo Gyzn, νxyn, νxzn y .νyzn Pieles :Solid


Pieles : Ex, Ey, Ez, Gxy, Gxz, Gyz, νxy, νxz y νyz.



Pieles : X, X´, Y, Y´, Z, Z´, Sxy Sxz y Syz

Pieles : (criterio 1)


Núcleo: (criterio 5) Pieles : (criterio 1)

Pieles : X, X´, Y, Tª Espuma Y´, Z, Z´, Sxy Sxz y tridimensional Criterio de Syz tanto para pieles Espuma : fallo de como espuma. Espuma : Modelo Espuma : ST, SC, Solid presión de Krieg y Key τmax Pieles : Pieles :Beams hidrostática p p Unidimensional Pieles : Ex p, Gxy y Pieles : σmaxp y τmaxp Pieles : νxy (criterio 2) Pieles :Solid

(1) Los superíndices (n) indican que las propiedades elásticas o resistentes sobre las que se encuentran se refieren al núcleo de la estructura tipo sandwich y los superíndices (p) indican que las propiedades elásticas y resistentes sobre las que se encuentran se refieren a los piles de unión entre pieles. (2) ST, SC, tmax, son las resistencias a tracción, compresión y cortadura de la espuma, respectivamente. (3) smaxp y tmaxp son las tensiones máximas a tracción y cortadura que puede soportar la fibra que constituye los piles monofilamento.

1216


6.2.1.4.5 Cosido multicapa 4/5D En este caso, como para otras tecnologías textiles que producen láminas, como el 3D weaving o los tejidos warp y weft knitted planos, las discretizaciones a realizar de las partes o subpartes construidas a partir de preformas cosido multicapa 4/5D, pueden estar constituidas por elementos tipo shell o sólidos, con posibilidad de implementar diferentes teorías, en función de la cantidad de información que se desee obtener. El criterio resistente más apropiado es el criterio tridimensional de Tsai-Wu, introduciendo los términos de interacción entre tensiones normales y cortantes. Este criterio queda reducido a expresiones acortadas, como se expresa en las ecuaciones (criterio 2), (criterio 3)y (criterio 4), en el caso de que se utilicen teorías diferentes a la general de la elasticidad por medio de elementos sólidos. Tabla 6.2.7 Propiedades de rigidez y resistencia requeridas para realizar el análisis macromecánico de una pieza construida a partir de una preforma de cosido multicapa 4/5D

Tipo de elemento




Criterio resistente

Shell


Ex, Ey, Gxy y νxy.


(criterio 3)

Shell

Tª de Irons

Ex, Ey, Gxy, Gxz, Gyz y νxy.


(criterio 4)

Shell

Tª de cortadura de primer orden



(criterio 4)

Shell

Tª de cortadura de orden superior



(criterio 4)

Solid


Ex, Ey, Ez, Gxy, Gxz, Gyz, νxy, νxz y νyz.

X, X´, Y, Y´, Z, Z´, Sxy Sxz y S yz

(criterio 1)

6.2.1.4.6 Punzado La tecnología de punzado, a diferencia del resto de tecnologías analizadas en el presente trabajo, no es capaz de producir preformas por si misma. Sin embargo, es una tecnología de gran importancia debido a que posee la función de unir diversas subpartes de una pieza, las cuales pueden estar constituidas por diferentes tipos de preformas de tejidos tridimensionales. Por tanto, al desarrollar un análisis macromecánico de una pieza de estas características, se debe hacer un especial énfasis en el cálculo resistente de estas uniones. Puesto que la zona de unión entre dos preformas por medio de la tecnología de punzado se encuentra constituida por fibra introducida por punzado, orientada en dirección normal a las superficies que une y por resina, se puede considerar como un material compuesto unidireccional. De este modo, el criterio resistente más adecuado para realizar el cálculo resistente de la unión es el criterio de Hashin, el cual realiza una distinción entre el fallo de fibra y de matriz. Este criterio es mostrado en las ecuaciones (criterio 6) y (criterio 7)

6.2 Modelos

1217

- Fallo de fibra : El criterio de Hashin introduce la interacción entre compresión y cortadura a la hora de determinar el fallo de la fibra. El fallo de la fibra se produce cuando se cumple alguna de las siguientes condiciones :

σx = σ1ta

para σ > 0 1

2

2

2 2 ⎞ ⎛ σ1 ⎞ ⎛ τ12 + τ13 ⎟ =1 ⎜ ⎟ ⎜ ⎜ σ ⎟ + ⎜ τ2 ⎟ ⎝ 1ca ⎠ ⎝ 12sa ⎠

para σ < 0 1

(criterio 6)

- Fallo de la matriz : El criterio de Hashin predice el fallo de la matriz cuando las tensiones obtenidas exceden una combinación interactiva entre la tensión normal y cortante máxima, como se expresa en la ecuación (criterio 7) :

⎛ σn ⎜ ⎜σ ⎝ 2 ta

2

2

2 ⎞ ⎞ ⎛ τ223 + τ13 ⎟ =1 ⎟ +⎜ ⎟ ⎜ τ2 ⎟ ⎠ ⎝ sa ⎠

para σ > 0 n

2

2 ⎞ ⎛ τ223 + τ13 ⎟ =1 ⎜ 2 ⎟ ⎜ τ sa ⎠ ⎝

para σ < 0 n

(criterio 7)

Donde : σ1ca : Tensión permisible a compresión en dirección 1. σita : Tensión permisible a compresión en dirección i. τ12sa : Tensión de cortadura permisible en el plano 12. τsa : Tensión de cortadura permisible en el plano perpendicular a la fibra. Con objeto de obtener los valores de tensión en la zona de unión, no es necesario realizar una modelización por medio de elementos finitos de la misma, sino simplemente obtener los valores de las componentes de tensión en las superficies de unión de las subpreformas cosidas, a partir de los elementos finitos constituyentes de las subpreformas en dichas zonas.

6.2.1.5 Definición de las propiedades de rigidez y resistencia requeridas en función del análisis macromecánico desarrollado El tipo de análisis macromecánico que se desea llevar a cabo afecta a las propiedades de rigidez y resistencia que requieren ser introducidas en el cálculo y su dependencia de otras variables de estado. Al mismo tiempo el análisis macromecánico que se desarrolla, intenta representar las condiciones de trabajo a las que se encuentra sometida la pieza constituida por preformas textiles tridimensionales. A continuación se muestran los tipos de análisis macromecánicos, representativos de determinadas condiciones de trabajo, que influyen en las propiedades de rigidez o resistencia introducidas en el cálculo.

1218


6.2.1.5.1 Análisis lineales y no lineales Una pieza sometida a una situación de carga y soportada por unas condiciones de contorno determinadas, presenta un comportamiento lineal cuando la respuesta obtenida en términos de desplazamiento y tensiones obtenidas para una determinada solicitación, es directamente proporcional a la solicitación aplicada. Es decir, al multiplicar una solicitación por un valor, la respuesta obtenida también se multiplica por dicha constante. Sin embargo existen casos en los que el comportamiento de una pieza es no lineal, debido a alguna de las tres fuentes existentes de no linealidad, que son: no linealidad material, no linealidad geométrica, no linealidad del contorno (contacto). De estos tres tipos de no linealidades, la correspondiente al material afecta a la definición de las propiedades de rigidez que presentan un comportamiento de este tipo. De este modo, cuando aparece este fenómeno en algún módulo de rigidez en las direcciones principales o de cortadura (Ex, Ey, Ez, Gxy, Gxz, Gyz), la definición de los mismos ya no se realiza como un valor constante, sino que se introduce su dependencia de la deformación en la dirección o plano de cortadura correspondiente. 6.2.1.5.2 Análisis de fatiga Cuando una pieza trabaja bajo cargas cíclicas o fluctuantes, que a lo largo de su vida útil se repiten un número determinado de veces, el fallo dramático de la pieza puede tener lugar bajo unos estados tensionales que no serían capaces de ocasionar un fallo bajo condiciones de carga estáticas, como por ejemplo, un ensayo de tracción o de flexión. Los materiales compuestos reforzados con preformas textiles tridimensionales presentan un comportamiento frente a cargas cíclicas o fatiga más complicado que otros materiales homogéneos, como el acero. La principal razón para esta diferencia se debe a los diversos tipos de daño que pueden suceder, fractura de la fibra, agrietamiento de la matriz o fallo interfacial entre fibra y matriz. Los parámetros que influyen en el comportamiento a fatiga de un composite tridimensional son el tipo de fibra utilizado, tipo de matriz, resistencia y deformación en el fallo, configuración geométrica de la preforma y frecuencia de la carga cíclica. Por todo ello, cuando se desea calcular una pieza compleja formada por una serie de subpartes constituidas por diversos materiales compuestos tridimensionales, encontrándose bajo la acción de cargas cíclicas, se debe determinar el modo en que varían las propiedades resistentes de cada material constituyente en función del número de ciclos a los que se somete. Estas curvas resistentes como función del número de ciclos (X(N), X´(N), Y(N), Y´(N), Z(N), Z´(N), Sxy(N), Sxz(N) y Syz(N)) obtenidas, deben ser introducidas en el cálculo con objeto de determinar si se producen fallos del material para unos valores de tensión inferiores a los estáticos. 6.2.1.5.3 Influencia de la temperatura y la humedad en las propiedades Si se desea conocer la respuesta de una pieza que trabaja bajo determinados ciclos de temperatura o humedad, pudiéndose encontrar sometida a otras cargas mecánicas, se debe llevar a cabo un análisis macromecánico higrotérmico. Con objeto de realizar este tipo de análisis, es necesario determinar la influencia de la temperatura y de la absorción de agua en las propiedades del material compuesto.

6.2 Modelos

1219

La mayoría de los materiales compuestos de matriz polimérica absorben agua de la humedad atmosférica, que es almacenada en la matriz resinosa y en algunos casos incluso en la fibra. La absorción de humedad a temperatura ambiente causa hinchazón en el material, pero suele ser un proceso reversible y con la mayoría de los materiales compuestos avanzados no existe degradación en las propiedades obtenidas a temperatura ambiente. Sin embargo debido a la pérdida de rigidez en la resina, las propiedades de los materiales compuestos con porcentajes de resina elevados se reducen a temperaturas elevadas, particularmente cuando la temperatura se aproxima a la temperatura de transición vítrea. Además se produce el fenómeno de que la temperatura de transición vítrea se reduce en las resinas epoxi a medida que aumenta la cantidad de agua absorbida, por lo que de este modo la humedad del ambiente influye indirectamente en las propiedades del material para temperaturas elevadas. 6.2.1.6 Determinación de las propiedades elásticas y resistentes del braiding 2D, modelo de material para el braiding 2D En este apartado se va a presentar un modelo analítico para la predicción de las propiedades elásticas y resistentes para el braiding 2D triaxial [24], en función de las propiedades mecánicas de las fibras y matriz constitutivas así como de la orientación del braiding. Para chequear este modelo analítico se ha construido un modelo micromecánico de elementos finitos, en el que se ha modelizado por separado la fibra y la matriz. Este modelo de elementos finitos permite también comprender el comportamiento del material cuando se le somete a diferentes tensiones en el plano de la lámina. Este modelo calcula la rigidez, la resistencia, la deformación de rotura, y la degradación de propiedades que se produce después de que ocurra el primer fallo. El análisis está centrado en braiding 2D en el que existe parte de la fibra a 0º y el resto con orientación ±a, suponiendo que 0º coincide con el eje longitudinal de la pieza de braiding.

6.2.1.6.1 Formulación analítica En las expresiones analíticas que predicen las propiedades mecánicas de los materiales fabricados por 2D braiding se utilizan las siguientes variables: α = ángulo de trenzado V0 = fracción en volumen de fibra a 0º Va = fracción en volumen de fibra a αº Vf = V0 + Va = fracción en volumen de fibra Vm = fracción en volumen de matriz Ef = módulo de Young de la fibra Em = módulo de Young de la matriz emaxf = deformación de rotura de la fibra

Vm + Vf = 1

1220


emaxm = deformación de rotura de la matriz Gf = módulo de cortadura de la fibra Gm = módulo de cortadura de la matriz γmaxm = deformación angular de rotura de la matriz νm = Coeficiente de Poisson de la matriz El resultado de la formulación analítica son las curvas tensión – deformación para cada dirección en el plano, las cuales se pueden escribir en función de los siguientes parámetros: Ea, Eb, ea, eb, como se muestra en la figura siguiente.

Figura 6.2.1 Curva tensión – deformación con los parámetros que se obtienen como resultado de la formulación analítica Dirección 1 (0º) Ea = Ef cos4α Vα + Ef V0+ Em Vm

(Ec. 6.2.1)

Eb = Ef cos4α Vα + Em Vm

(Ec. 6.2.2)

εa = εmaxf

(Ec. 6.2.3)

εb = εmaxf / cos2α

(Ec. 6.2.4)

En la figura siguiente se muestra el sentido físico que tiene cada parámetro.

6.2 Modelos

1221

Figura 6.2.2 Curva tensión – deformación en dirección 1 (0º) Dirección 2 (90º)

Ea = E f sen 4 αVα +

V 'm =

Eb =

Ef E m (Vm + V0 ) E f V'm + E m V'0

Vm Vm + V0

V'0 =

(Ec. 6.2.5)

V0 Vm + V0

E f E m (Vm + V0 ) E f V 'm + E m V '0

(Ec. 6.2.6)

(Ec. 6.2.7)

ea = emaxf / sen2α

(Ec. 6.2.8)

eb = emaxm

(Ec. 6.2.9)

Figura 6.2.3 Curva tensión – deformación en dirección 2 (90º)

1222


Cortante en el plano 12

G a = Ef sen 2 α cos2 αVα +

Gb =

G f G m ( Vm + V0 ) G f V'm + G m V'0

V 'm =

Vm Vm + V0

γa =

G f G m ( Vm + V0 ) G f V 'm + G m V'0

(Ec. 6.2.10)

(Ec. 6.2.11)

V'0 =

V0 Vm + V0

(Ec. 6.2.12)

ε maxf sen α cos α

γ b = γ maxm =

(Ec. 6.2.13)

εmaxm (1 + υm ) 2

(Ec. 6.2.14)

3

Figura 6.2.4 Curva tensión de cortadura– deformación angular en el plano 12 6.2.1.6.2 Modelo de elementos finitos para un braiding 2D (0º65%/60º35%)VF=50% Se ha construido un modelo micromecánico (fibra y matriz por separado) de elementos finitos para una configuración concreta de braiding 2D triaxial con objeto de comprobar las hipótesis realizadas en la formulación analítica. En particular se ha elegido un braiding (0º65%/60º35%)VF=50%, lo que quiere decir que el 65% de la fibra está a 0º, el 35% a ±60º, sobre un porcentaje en volumen total de fibra del 50%: α = 60o Vf = 0.5 Vm = 0.5 V60 = 0.175 V0 = 0.325

6.2 Modelos

1223

Propiedades del modelo: El modelo de elementos finitos construido consta de 14.849 nodos y 24.592 elementos clasificados de la siguiente manera: •

8.624 elementos sólidos lineales de 8 nodos con integración reducida

•

2.656 elementos sólidos lineales de 6 nodos (prisma triangular) con integración reducida.

•

13.312 elementos sólidos lineales de 4 nodos (tetraedros).

En las siguientes figuras se muestra el modelo de elementos finitos.

Figura 6.2.5 Detalle de la fibra en el modelo de elementos finitos

Figura 6.2.6 Fibra a ±60º en el modelo

1224


Figura 6.2.7 Fibra a 0º en el modelo

Figura 6.2.8 Matriz en el modelo Procedimiento de cálculo Se utilizó ABAQUS EXPLICIT 5.6. El tiempo de cálculo se divide en pequeños pasos, y en cada paso se chequea si alguno de los materiales (fibra o resina) ha roto, degradando sus propiedades mecánicas. De esta forma con las condiciones de contorno apropiadas se puede simular un ensayo de tracción del material o de cortadura. Materiales Se consideró fibra de carbono y matriz epoxi, con las propiedades mostradas a continuación: •

Fibra de carbono: Módulo de Young E = 250 GPa Resistencia X = 2700 MPa Deformación de rotura ε = 1 % r

6.2 Modelos •

1225 Resina epoxi: Módulo de Young E = 3.684 GPa Resistencia X = 123 MPa Deformación de rotura ε = 4.5 % r

Coeficiente de Poisson ν = 0.35 Resultado del cálculo En las figuras siguientes se muestran los resultados del cálculo, en términos de las curvas tensióndeformación.

Figura 6.2.9 Curva tensión – deformación en dirección 1

Figura 6.2.10 curva tensión – deformación en dirección 2

1226


Figura 6.2.11 Curva tensión cortante– deformación angular en el plano 1-2

Predicción analítica Utilizando las expresiones analíticas mostradas anteriormente obtenemos las siguientes propiedades mecánicas: Tabla 6.2.8 Propiedades predecidas analíticamente

Ea (GPa)

Eb (GPa)

εa (%)

εb (%)

Dirección 1

85.826

4.626

1

4

Dirección 2

29.57

4.96

1.33

4.5

Cortadura en el plano 1-2

10.044

1.84

2.3

7.015

Comparación entre la predicción analítica y el resultado de los elementos finitos: En las siguientes figuras se encuentran superpuestas la predicción analítica y el resultado de los elementos finitos, como se aprecia la diferencia es bastante pequeña, quedando validado el modelo de material.

6.2 Modelos

1227

Figura 6.2.12 Comparación entre la predicción analítica y el resultado de los elementos finitos en dirección 1

Figura 6.2.13 Comparación entre la predicción analítica y el resultado de los elementos finitos en dirección 2

1228


Figura 6.2.14 Comparación entre la predicción analítica y el resultado de los elementos finitos en el plano 1- 2, esfuerzo de cortadura

6.2.1.7 Determinacion de las propiedades elasticas y resistentes del weft-knitting Los desarrollos actuales de la tecnologia weft-knitting se centran en la incorporación al tejido base, de fibras rectas en distintas direcciones para mejorar las propiedades mecánicas. En la figura 6.2.15 se muestra una celda unitaria de tejido base de weft-knitting, y en la figura 6.2.16 se pueden ver esa misma celda con fibras de refuerzo en dirección longitudinal y transversal. En este apartado se van a calcular lar propiedades de un weft-knitting reforzado, de las cuales todavía no se tienen resultados experimentales por medio de un modelo micromecánico de elementos finitos. Para validar los resultados se va a realizar el mismo tipo de calculo para un weft-knitting sin reforzar y se compararan los resultados con los datos experimentales existentes en la bibliografia.

Figura 6.2.15 Weft - Knitting

Figura 6.2.16 Weft - Knitting reforzado

6.2 Modelos

1229

6.2.1.7.1 Características del modelo En el modelo de elementos finitos se han considerado elementos de interfase entre la fibra y la matriz para poder analizar el inicio del fallo del material, en el que la fibra se despega de la matriz [30–41], o fenómenos de micropandeo ante cargas de compresión [42-47], Para realizar el cálculo, ha sido considerado un modelo con las siguientes características [48]: - Volumen de fibra : Vf = 11 % sin fibras de refuerzo. Vf = 17.09 % con fibras de refuerzo longitudinales y transversales. - Diámetro de las fibras = 0.238 mm - Espesor del ensimaje : 1.5% del diámetro de fibra. - Dimensiones de la celda unitaria modelizada: En la figura 6.2.17 se muestran las dimensiones de la celda unitaria analizada.

Figura 6.2.17 Dimensiones de la celda unitaria de weft knitting

6.2.1.7.2 Materiales Tabla 6.2.9 Propiedades de los materiales

Módulo de Young, E (GPa)

Coeficiente de Resistencia a tracción, X (MPa) Poisson ,ν

Deformación de rotura, εrotura (%)

73

0.24

2336

3.2

Resina epoxi

3.684

0.35

116

6.3

Interfase fibra - matriz

3.684

0.35

45

4.5

Fibra de vidrio

1230


6.2.1.7.3 Modelo de elementos finitos El modelo de elementos finitos consta de 16.000 nodos y 17.464 elementos, los cuales pueden ser clasificados de la manera siguiente: - 12.272 elementos de 8 nodos, sólidos lineales, integración reducida. - 1.824 elementos de 6 nodos prismas triangulares lineales. - 3.368 elementos de 4 nodos tetraedros lineales. Los elementos del modelo se dividen en tres grupos según el material como se muestra en las siguientes figuras. Para el caso de weft - knitting sin reforzar, habrá elementos de fibra y ensimaje que pasarán a formar parte del grupo de resina.

Figura 6.2.18 Matriz

Figura 6.2.19 Fibra

6.2 Modelos

1231

Figura 6.2.20 Ensimaje (interfase fibra-matriz) Este modelo de elementos finitos considera la curva elástica de cada material, degradando las propiedades elásticas a medida que se va deformando, finalmente una vez que el elemento está roto es borrado de la malla. En el modelo se ha definido contacto entre los elementos de fibra y los nodos de resina, así como entre las fibras, de esta forma cuando un elemento de resina o ensimaje se rompe y es eliminado, el material sigue teniendo consistencia ya que la fibra entra en contacto con el resto de elementos de resina. Un modelo con estas características es capaz de analizar los siguientes modos de fallo: - Rotura de la fibra - Rotura de la matriz - Rotura de la interfase fibra - matriz

6.2.1.7.4 Cargas y condiciones de contorno Se han analizado 9 casos de carga, que permiten calcular todas las constantes elásticas del material , así como su resistencia. Para cada caso analizado se aplica velocidad a los nodos de una cara de la celda unidad. La velocidad se aplica de tal modo que aumenta linealmente con el tiempo hasta que se hace constante, al final del cálculo la velocidad alcanzada es de unos 20 mm/min. Para esto se a empleado un código de cálculo explícito de elementos finitos, (Abaqus Explicit 5.6) [49].

6.2.1.7.5 Resultados Para cada caso de carga el resultado buscado es la gráfica tensión - deformación, las gráficas que obtenemos como salida del código de elementos finitos, tiene numerosas oscilaciones o picos, esto es debido a que sólo se ha modelizado una celda unitaria, la curva real estaría compuesta de la superposición de multitud de gráficas de ese tipo, resultando una curva más uniforme. Por ello se ha supuesto una curva promedio de todas esas oscilaciones como resultado final del cálculo. En las gráficas siguientes se muestran la curva tensión deformación en las distintas direcciones para el weft-knitting reforzado. Las direcciones X,Y y Z coinciden con las direcciones 1,2,3 mostradas en las figuras anteriores.

1232


6.2 Modelos

1233

Figura 6.2.21 Curvas tensión-deformación pra el welf-knitting reforzado 6.2.1.7.6 Correlación teórico - experimental Los datos experimentales que se disponen [50] los resultados de ensayos de tracción en dirección X e Y para un tejido de weft - knitting sin reforzar. En la siguiente tabla se pueden comparar los resultados teóricos con los experimentales. Tabla 6.2.10 Correlación teórico-experimental Módulo

E (GPa)

Resist.

X (MPa)

Error (%)

Teórico

Test

Teórico

Test

E

X

Tracción en X

4.331

4.37

40.8

35.5

0.89

13

Tracción en Y

5.424

5.35

56.93

62.83

1.3

9.3

A la vista de estos resultados se puede decir que el error es muy pequeño en cuanto a rigidez, y aceptable en cuanto a resistencia, lo que permite validar el modelo y los resultados del resto de los cálculos. Referencias 1. “Three-Dimensional Textile Reinforcement for Composite Materials” Edited by A. Miravete, CRC (USA) and Woodhead (UK), 1999. 2. R. M. Jones, Mechanics Of Composite Materials, Hemisphere Publishing Corporation, 1975 3. F. L. Matthews And R. D. Rawlings, Composite Materials: Engineering And Science, Chapman & Hall, 1994. 4. P. Gaudenzi, A General Formulation Of High Order Theories For The Anaysis Of Laminated Plates, Composite Structures, Vol. 20, Nº 2, 1992. 5. M. Cho & R. R. Parmerter, An Efficient Higher Order Plate Theory For Laminated Composites, Composite Structures, Vol. 20, Nº 2, 1992.

1234


6. Bhimaraddi & K. Chandrashekhara, Three Dimensional Elasticity Solution For Static Response Of Simply Supported Orthotropic Cylindrical Shells, Composite Structures, Vol. 20, Nº 4, 1992. 7. Composite Structures Vol 29 Nº 2 1994, Special Issue, Computer Aided Mechanical Engineering Of Composite Structures. 8. A. Alexander, J. T. Tzeng, Three Dimensional Effective Properties Of Composite Materials For Finite Element Applications, Journal Of Composite Materials, Vol. 31, Nº. 5/1997. 9. K. L. Reifsnider, Fatigue Of Composite Materials, Composite Materials Series Volume 4, Elsevier 1991. 10. K. Friedrich, Composite Materials Series, Volume 6, Application Of Fracture Mechanics To Composite Materials, Elsevier (1990). 11. L. N. Philips, Design With Advanced Composite Materials, Springer-Verlang, 1989. 12. P. A. Lagace, Editor, Composite Materials Second Volume, Fatigue And Fracture, ASTM 1989. 13. J. E. Masters, R. L. Foye, C. M. Pastore, And Y. A. Gowayed, Mechanical Properties Of Triaxial Braided Composites: Experimental And Analytical Results, Journal Of Composites Technology & Research, Jctrer Vol 15, No 2, 1993 14. J. S. Tsai, S. J. Li And L. James Lee, Microstructural Analysis Of Composite Tubes Made From Braided Preform And Resin Transfer Molding, Journal Of Composite Materials, Vol. 32, Nº. 19/ 1998. 15. R. V. Marrey And B. V. Sankar, A Micromechanical Model For Textile Composite Plates, Journal Of Composite Materials, Vol. 31, Nº. 12/1997. 16. J. Witcomb & K. Srirengan, Effect Of Various Approximations On Predicted Progressive Failure In Plain Weave Composites. Composite Structures 34 (1996) 13 -20. 17. J. N. Reddy, An Introduction To The Finite Element Method, Mc Graw Hill 1994. 18. Hibbitt, Karlsson And Sorensen, Abaqus Explicit Version 5.6, Abaqus Standard Version 5.6, User Manual, Inc. Pawtucket, Ri. 19. D. Hull, An Introduction To Composite Materials, Cambridge University Press, Cambridge, UK, 1981 20. H. Zhu And B. V. Sankar, R. V. Marrey, Evaluation Of Failure Criteria For Fiber Composites Using Finite Element Micromechanics, Journal Of Composite Materials, Vol. 32, Nº. 8/1998. 21. S. Ramakrisna, Characterization And Modeling Of The Tensile Properties Of Plain Weft-Knit Fabric Fabric Reinforced Composites, Composites Science And Technology 57 (1997) 1-22 22. R. W. Rydin, P. C. Varelidis And C. D. Papaspyrides, V. M. Karbari, Glass Fabric Vinyl-Ester Composites:Tailoring The Fiber Bundle/Matrix Interphase With Nylon Coatings To Modify Energy Absorption Behavior, Journal Of Composite Materials, Vol. 31, Nº. 2/1997.

6.2 Modelos

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37. A. Kelly And Yu. N. Rabotnov, Handbook Of Composites Volume 3, Failure Mechanics Of Composites, North Holland 1985 38. W. Brostow & R. D. Corneliussen, Failure Of Plastics, Hansen Publishers, 1986. 39. R. A. Naik And J. H. Crews, Jr., Fracture Mechanics Analysis For Various Fiber/Matrix Interface Loadings, Journal Of Composites Technology & Research, Volume 14, Number 2, Summer 1992. 40. D. Hull, “Energy Absorbing Composite Structures Scientific And Technical Review”, University Of Wales, No. 3, Pp. 23-30, 1988. 41. K. Drechsler, J. Brandt, E. Larrodé, A. Miravete, and L. Castejón, Energy absorption behaviour of 3D woven sandwich structures, 10th International Conference on Composite Materials, Vancouver, Canada, August, 1995. 42. J. Ivens, I. Verpoest, P. Vandervleuten, Improving the Skin Peel Strength of Sandwich Panels by Using 3D-Fabrics, Proceedings of the ECCM-5. Editors F.L. Mathews et al, Pergamon Press, London, 1987. 43. A. Miravete, L. Castejón, y J. J. Alba, Nuevas Tipologías de Fibra de Vidrio en Transportes, Ibérica Actualidad Tecnológica, N. 390, pp. 492-494, Octubre, 1996. 44. I. Verpoest, M. Wevers, P. De Meester and P. Declerrg, 2.5D and 3D-Fabrics for Delamination Resistant Composite Laminates and Sandwich Structures, Sampe Journal, vol. 25, no 3, pp. 51-56, May/June, 1989. 45. R. Clemente, A. Miravete, E. Larrodé and L. Castejón, 3-D Composite Sandwich Structures Applied to car Manufacturing, S.A.E. Technical Papers Series, Detroit, Michigan February 23-26 1998. 46. A. Nakai, A. Fujita, A. Yokohama & H. Hamada, Design Methodology For A Braided Cylinder, Composite Structures 32 (1995), 501-509. 47. C. H. Chiu And C. K. Lu, C. M. Wu, Crushing Characteristics Of 3-D Braided Composite Square Tubes, Journal Of Composite Materials, Vol. 31, Nº. 22/1997. 48. V. M. Karbhari, P. J. Falzon And I.l Herzerberg, Energy Absorption Characteristics Of Hybrid Braided Composite Tubes, Journal Of Composite Materials, Vol. 31, Nº. 12/1997. 49. J. Cuartero, E. Larrodé, L. Castejón and R. Clemente, New Three Dimensional Composite Preforms and its application on automotion, S.A.E. Technical Papers Series, Detroit, Michigan February 2326 1998. 50. L. Castejón, J. Cuartero, R. Clemente and E. Larrodé, Energy Absorption Capability of Composite Materials Applied to Automotive Crash Absorbers Design, S.A.E. Technical Papers Series, Detroit, Michigan February 23-26 1998. 51. R. Hill, The Mathematical Theory of Plasticity, Clarendon Press, Oxford, 1950

6.2 Modelos

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6.2 Modelos

1239

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1240


6.3 APLICACIONES 6.3.1 Estructuras de material compuesto 3D en la industria aerospacial La tabla 6.3.1 resume los requerimientos más importantes de un material para ser usados en la industria aerospacial. Mientras que el comportamiento mecánico, comportamiento a largo plazo y bajo condiciones ambientales especiales son las características más buscadas, los costes de producción van ganando importancia. La importancia de estos requerimientos varía según sea para aviación civil o militar. El uso de los materiales compuestos en las aplicaciones aerospaciales ha variado a lo largo de la historia alcanzando en la actualidad el 50% del material de los modernos aviones de combate y casi el 100% en los helicópteros. En la actualidad partes de fuselaje y componentes de ala están bajo investigación siendo las nuevas tecnologías textiles en materiales compuestos una nueva alternativa en la investigación y desarrollo de estos proyectos.

6.3 Aplicaciones

1241

Tabla 6.3.1 Requerimientos de un material en la industria aerospacial y de transporte terrestre

Tipo de Industria

Mejora de producto

Propiedades requeridas del material

Aerospacial

Carga de pago

Alta resistencia y rigidez.

Radio de acción

Alta tolerancia al daño (compresión tras el impacto > 0.5%)

Economía de combustible

Alta reproducibilidad

Costes operacionales directos

Alta energía de absorción (helicópteros)

Seguridad

Reducción del coste en el procesado

Economía de combustible

Tiempos de ciclo bajos (<<5 min.) Bajo precio del material (<10$/kg.)

Carga de pago

Mano de obra manual limitada

Bajo nivel de ruido

Rigidez y resistencia media (E>20GPa.)

Optimización de tejidos y retazos. Transporte terrestre

Emisión

Alta energía de absorción Alta libertad en el diseño Potencial de reciclado Baja inversión Potencial de mejoras debido a los textiles 3D.

Existen piezas con textiles 3D fabricadas por compañías como McDonnell Douglas, Daimler-Benz y otros que consiguen reducir significativamente la mano de obra mejorando su tolerancia al daño. Una aplicación de los textiles 3D es la fabricación de paneles con 3D woven o pieles warp-knitted y rigidizadores cosidos fabricados en 3D braiding. La tabla 6.3.2 muestra costes y pesos estimados en un componente típico de la industria aerospacial.

1242

Capítulo VI. Tecnologías textiles Tabla 6.3.2 Comparación de costes para distintos materiales y procesos

Material (Euros)

Mano de obra (Euros)

Total (Euros)

Peso (%)

Aluminio (molido)

21

11

32

100

Colocación a mano (prepreg-unidireccional)

45

120

166

70

Colocación automatizada de cinta

29

16

46

70

20

10

30

75

Preforma integral (3D + cosido, RTM)

En las figuras 6.3.1 y 6.3.2 se muestran componentes típicos estructurales de la industria aeronáutica en las que es posible aplicar nuevas tecnologías textiles en materiales compuestos.

Figura 6.3.1 Aplicaciones y objetivos de las nuevas tecnologías textiles en alas de avión

6.3 Aplicaciones

1243

Figura 6.3.2 Aplicaciones y objetivos de las nuevas tecnologías textiles en helicópteros

6.3.2 Estructuras de material compuesto 3D en la industria de automoción Las características más importantes en este tipo de industria son los costes, funcionamiento mecánico, comportamiento a largo plazo, reparabilidad y reciclaje. Respecto al metal, los materiales compuestos aportan beneficios en este sector, como la no corrosión, alto amortiguamiento y bajo gasto de energía en la faabricación de las materias primas. Sin embargo estos materiales no se adecuan para grandes cadencias de producción, costes y reciclaje. Sin embargo en las construcciones de chasis la anisotropía de estos materiales puede crear nuevos conceptos de diseño permitiendo reducción en componentes y peso. En la figura 6.3.3 se muestra el tiempo de fabricación de un soporte de motor de automóvil realizado mediante diferentes técnicas de tecnologías textiles. Gracias al proceso de RTM se pueden optimizar los ciclos de tiempo por debajo de los diez minutos consiguiendo una reducción en peso del 50% respecto al acero. Además, las preformas permiten reducir el número de partes de la pieza reduciendo costes de ensamblaje y aumentando la integridad estructural y la absorción de energía.

1244


Figura 6.3.3 Tiempo de fabricación de un soporte de motor realizado mediante nuevas tecnologías textiles Otro importante campo de aplicación es el de los componentes exteriores del automóvil. Las nuevas estructuras tipo sandwich usando integramente tejido combinan alto potencial de automatización, bajo coste de fabricación y alta tolerancia al daño respecto a las estructuras tipo sandwich con núcleos de espuma o nido de abeja. En las figuras 6.3.4 y 6.3.5 se muestran componentes típicos y posibles aplicaciones de las nuevas tecnologías textiles tanto en pequeños vehículos como en estructuras de tren o autobús.

Figura 6.3.4 Aplicaciones de las nuevas tecnologías textiles en la industria del automóvil

6.3 Aplicaciones

1245

Figura 6.3.5 Aplicaciones de las nuevas tecnologías textiles en la industria ferroviaria

6.3.3 Otras aplicaciones La investigación y el desarrollo de estas nuevas tecnologías textiles aplicadas a los materiales compuestos están de plena actualidad. Mejoras en los procesos productivos, optimización de la rigidez y resistencia de los compuestos 3D, mejora en los procesos de impregnación y desarrollo de adecuadas herramientas de simulación que describan comportamiento mecánico del material. En la figura 6.3.6 se muestran las distintas tareas de investigación y desarrollo en los componentes estructurales de materiales compuestos mediante nuevas tecnologías textiles.

1246


Figura 6.3.6 I+D en nuevas tecnologías textiles de materiales compuestos

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6.3 Aplicaciones

1247

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1248


21. Ifju, P.G., Masters, J.E. and Jackson, W.C., The use of Moire interferometry as an aid to standard test-method development for textile composite materials, Composites Science and Technology: 1995, Vol. 53, Iss. 2, pp. 155-163 22. Tarnopol’skii, Yu.M., Kulakov, V.L., Zakrzhevskii, A.M. and Mungalov, D.D. Textile composite rods operating in torsion, Composites Science and Technology: 1996, Vol. 56, Iss. 3, pp. 339-345 23. Adanur, S., Y. P., T. and C. W., T., Improving fracture resistance of laminar textile composites by third direction reinforcement, Composites Part B: 1995, Vol. 5, Iss. 9, pp. 1149-1158 24. S Baeten, I Verpoest, Optimisation of a GMT-based cold pressing technique for low cost textile reinforced thermoplastic composites, Composites Part A: 1999, Vol. 30, Iss. 5, pp. 667-682 25. R. Clemente, L. Castejon, A. Miravete (1998) “Energy Absorption of 2D Triaxial Braided Composite Structures”, Proceedings of 30th International SAMPE (Society for the Advancement of Materials and Processes Engineering) Technical Conference, pages 420-431, San Antonio (TX), October 2024. 26. R. Clemente, A. Miravete, E. Larrode, L. Castejon (1998) «3-D Composite Sandwich Structures Applied to Car Manufacturing», SAE Paper 980071 (Society of Automotive Engineering USA publication), pages 21-28. 27. L. Castejon, A. Miravete, J. Cuartero, E. Larrode (1998), “The 3D Fabric Sandwich Structure, Montajes e Instalaciones”, April 1998, pages 61-66. 28. L. Castejón, M. A. Jimenez, E. Larrodé, A. Miravete, R. Clemente, J. Cuartero (1997) “3D Composite Materials Preforms and their application to the Car Industry”, Revista de Plasticos Modernos, Year 48, Vol. 74, No. 498, December, pages 627-633. 29. L. Castejon, M.A. Jiménez, A. Miravete (1997) “Characteristics of Sandwich-Type Structural Elements built of Advanced Composite Materials from three Dimensional Fabrics”, Materiales de Construccion, Vol 47, No. 247-248, July/September-October/December, pages 73-81. 30. M.A. Jiménez, L. Castejón, A. Miravete (1997) “Composite Materials from New Textile Technologies”, Materiales de Construccion, Vol. 47, No. 247-248, July/September-October/ December, pages 83-92. 31. Castejón, M. A. Jimenez, E. Larrodé, A. Miravete, R. Clemente, J. Cuartero (1997) “3D Sandwich Structures applied to the Automotive Manufacturing”, Revista de Plasticos Modernos, Vol. 74, Year 48, No. 498, December, 580-586. 32. J.J. Alba, M.A. Jiménez , Miravete (1996) “New ‘Sandwich’ Structures Conformed from Three Dimensional Fabrics” Materiales de la Construccion, Vol. 46, No. 241, January/March, edited by CSIC, Madrid, pages 39-51.

6.3 Aplicaciones

1249

33. K. Drechsler, J. Brandt, E. Larrodé, A. Miravete (1995) “Energy Absorption Behavior of 3DWoven Sandwich Structure” Proceedings of Tenth International Conference on Composite Materials (ICCM-10), edited by University of Vancouver, Canada, August 1995, Vol. V, pages 535-542. 34. J.J. Alba. A. Miravete (1995), “Three-Dimensional Woven Glass Fabrics”, Journal of Advanced Materials, 1995, Vol. 7, No. 2, pages 194-197. 35. “Three-Dimensional Textile Reinforcement for Composite Materials” Edited by A. Miravete, CRC (USA) and Woodhead (UK), 1999. 36. Castejón, L., Bielsa, J.M., Larrodé, E., Miravete, A. “Crashworthiness simulation of braided composite tubes for crash absorbers”, ISATA 2000, 25-29 Septiembre, Dublín, Irlanda. 37. Clemente, R., Castejón, L., Cuartero, J., Lizaranzu, Gaiteiro, J.L. “Estudio micromecánico por el método de los elementos finitos de las propiedades elásticas y resistentes de nuevas tecnologías textiles de matericales compuestos”, II Congreso Nacional MATCOMP’97, ETS Ingenieros Aeronauticos UPM, 25-28 Noviembre, 1997.

CAPITULO VII SISTEMAS DE INTELIGENCIA ARTIFICIAL

7.1 INTRODUCCIÓN Los sistemas de inteligencia artificial se encuentran presentes hoy en día en múltiples campos relacionados con la ciencia y la tecnología. Han dejado de considerarse como algo reservado al diseño de sistemas inteligentes (robots, dispositivos controladores, …) para convertirse en herramientas de apoyo que sirven de complemento en la investigación. El estudio de los materiales compuestos también puede verse favorecido por las ventajas que aportan los sistemas de inteligencia artificial. Cada vez es mayor el número de aplicaciones que combinan las técnicas tradicionales con éstas de desarrollo más reciente. Esto se debe a que el estudio de los materiales compuestos está dominado por complejos modelos matemáticos, tratándose en ocasiones de un problema de optimización de diseño. Las herramientas que se describen en este capítulo se caracterizan por obtener buenos resultados en casos en los que la descripción matemática no existe o es de resolución complicada. Asimismo, también obtienen buenos resultados cuando se aplican a problemas de optimización, alcanzando soluciones muy próximas a la óptima en un periodo breve comparado con otros métodos de optimización. Las técnicas que se introducen en este capítulo son las redes neuronales artificiales, la lógica borrosa y los algoritmos genéticos. Cada una de ellas es independiente de las otras, aunque pueden combinarse entre sí. Estas tres herramientas se caracterizan por estar inspiradas en el modo de proceder de la naturaleza y de los seres vivos. Las redes neuronales artificiales pretenden emular de modo simplificado la estructura del cerebro humano. Para ello, constan de múltiples elementos – neuronas artificiales – que realizan una función

1251

1252

Capítulo VII. Sistemas de inteligencia artificial

simple, pero que se hallan densamente interconectadas. A través de esta copia de la estructura se espera reproducir las cualidades del cerebro que más difíciles resultan de obtener por las computadoras actuales. La lógica borrosa procede de otra manera muy distinta; en lugar de copiar la estructura física del cerebro, reproduce el modo de razonar de éste, permitiendo el tratamiento de información redundante e imprecisa. Permiten modelar cualquier proceso no lineal e incorporar de manera sencilla el conocimiento de los expertos a través del soporte que proporciona la extensión de la lógica proposicional para conjuntos borrosos. Por último, los algoritmos genéticos imitan el proceso de evolución que se da en los seres vivos para adaptarse a un entorno de condiciones cambiantes. La idea que gobierna los algoritmos genéticos es la de permitir que las soluciones posibles a un problema se combinen entre sí para obtener en una posterior generación soluciones mejores. Debido a esta característica son muy empleados en problemas de optimización que resultan complicados debido a que se encuentran involucradas multitud de variables. En este capítulo se describen los fundamentos de estas tres técnicas y el camino detallado a seguir para desarrollar aplicaciones que las utilicen. También se discuten las posibilidades de estas herramientas dentro del mundo de los materiales compuestos a través de algunas aplicaciones existentes.

7.2 Redes neuronales artificiales

1253

7.2 REDES NEURONALES ARTIFICIALES Con el uso de redes neuronales artificiales se obtienen ventajas que las distinguen claramente de los procesadores presentes en las computadoras. Entre estas ventajas se encuentran: -

Aprendizaje adaptativo: Capacidad de aprender a realizar tareas basándose en un entrenamiento o experiencia inicial.

-

Autoorganización: Una red neuronal crea su propia organización o representación de la información que recibe mediante una etapa de aprendizaje. Esta es la base de la capacidad de generalización que presentan los sistemas neuronales, y que supone su característica más atrayente.

-

Tolerancia a fallos: Presentan mayor tolerancia a fallos que los procesadores, permitiendo retener algunas de sus capacidades cuando parte de su estructura se ha destruido.

-

Operación en tiempo real: Debido al procesamiento en paralelo de la información que realizan las redes neuronales, son muy adecuadas para sistemas que precisen una respuesta rápida, aunque no sea tan precisa como la que se obtiene por otros métodos.

Los sistemas neuronales también poseen desventajas, siendo la más evidente que son una especie de “caja negra” de la que no siempre es fácil obtener conclusiones o saber por qué realiza bien o mal una determinada tarea, aunque esto sigue siendo tema de estudio.

1254


En este apartado vamos a describir los elementos que constituyen una red neuronal artificial; cómo se modela una neurona, los distintos tipos de neuronas artificiales, los elementos que las componen y su papel dentro de la red completa. Comenzaremos con una breve revisión de las neuronas de nuestro cerebro y las bases de su modo de funcionamiento, en las que se inspiran los modelos de neuronas artificiales.

7.2.1 Las neuronas biológicas Nuestro sistema nervioso contiene alrededor de unos cien mil millones de neuronas, que adoptan muy diversos aspectos, siendo la forma mas común la representada en la figura 7.2.1.[1,2,3] Del cuerpo celular o soma surge un elevado número de ramificaciones denominadas dendritas, y una fibra tubular denominada axón que también está ramificada en su extremo con el fin de conectarse con otras neuronas. El soma suele tener entre 10 y 80 micras de longitud, y el axón desde 100 micras hasta un metro en el caso de las neuronas motoras constituyentes del nervio. La función de las dendritas es la de captar la información de entrada, siendo el axón el encargado de transmitir la información de salida. Según la procedencia y el destino de la información que se procesa en el soma, se pueden distinguir tres tipos de neuronas: neuronas receptoras, que reciben la información directamente del exterior; interneuronas que reciben la información de otras neuronas y la envían también hacia otras neuronas; y finalmente, las neuronas motoras que reciben la información de otras neuronas y la envían hacia los músculos. Las neuronas se hallan dispuestas en el córtex cerebral en capas horizontales, formando grupos de millones de neuronas, especializado cada conjunto en una cierta tarea: visión, habla, etc. Cualquier función a realizar por el sistema nervioso requiere el intercambio continuado de información de muchos de estos grupos.

Figura 7.2.1. Ejemplo de neurona biológica. La transmisión de señales de una neurona a otra se realiza en forma de pulsos eléctricos, que viajan a través del axón. Una vez llegado el impulso a la unión entre las dos neuronas, denominada sinapsis, la transmisión es de tipo químico, produciéndose el intercambio de unas sustancias llamadas neurotransmisores en el vacío entre el axón de la neurona emisora y la dendrita de la neurona receptora, de unas 0.2 micras. A partir de las corrientes iónicas provenientes de este intercambio, se crea un potencial post-sináptico que


1255

puede excitar o inhibir a la neurona receptora, que integra las señales en el tiempo y en el espacio. En el caso de que haya habido un número suficiente de excitaciones, la neurona puede superar su umbral de disparo (aproximadamente -45mV), con lo que se generará un potencial de acción que viajará a través de su axón transmitiendo la información, tras lo cual la neurona sufrirá un breve periodo refractario durante el que no podrá generar otro impulso[4,5]. El modo en que un grupo de neuronas crea o anula las interconexiones entre ellas y el modo en que modifica las sinapsis constituye el aprendizaje, que confiere la adaptabilidad de los seres vivos a nuevas situaciones.

7.2.2 La neurona artificial En esta sección se presenta el modelo de neurona artificial que se emplea en los sistemas neuronales artificiales [6]. Ésta es una simplificación de la neurona biológica que pretende conservar sus características más importantes. La neurona artificial estándar se representa en la figura 7.2.2.

Sinapsis

x1

Entradas

wi1

x2 wi2 xj

Salida hi

ai

yi

wij win xn

Umbral

wi0 =-θi x0=1

Figura 7.2.2. Modelo de neurona artificial. La neurona o procesador elemental (PE) se encarga de recibir las señales provenientes de otras neuronas o del exterior y procesarlas para producir una salida. Las entradas de una neurona se suelen expresar en forma de vector xj(t). Estas entradas son combinadas con los denominados pesos sinápticos, que reflejan cómo la neurona presináptica j influye en la neurona postsináptica i. Los pesos sinápticos que conectan las neuronas de una capa con las de la siguiente se representan en forma de matriz wji. La regla de propagación σ(wji xj( t)), que combina los pesos y las entradas, produce el potencial post, sináptico. Éste, al aplicarle la función de activación o transferencia fi, produce el estado de activación ai( t)= fi( ai-1, hi( t)) de la neurona. Finalmente, una función de salida Fi se encarga de proporcionar la salida actual Fi( ai(t)).

1256


La operación de la neurona se puede resumir mediante la expresión general:

y i ( t ) = Fi ( f i a i ( t − 1 ), σ i ( w ij , x j ( t )) )

(Ec. 7. 1)

Los distintos tipos de neuronas artificiales se obtienen combinando distintos tipos particulares de estos elementos: Entradas y salidas: pueden ser digitales o analógicas, según tomen valores discretos o continuos. A veces, esto les confiere nombre propio como por ejemplo, las llamadas neuronas de McCulloch-Pitts, que pueden tener como salida 0 ó 1, y las neuronas tipo Ising que tienen salida -1 ó +1 [7]. Regla de propagación: Como ya se ha comentado, combina los pesos y las entradas de las neuronas para obtener el potencial post-sináptico. La forma más habitual de esta regla es en forma de suma ponderada, multiplicando cada entrada por su peso sináptico correspondiente, con lo que no todas las variables de entrada contribuyen del mismo modo. Si tenemos n entradas, n

hi ( t ) = σ i ( wij , x j ( t )) = ∑ wij ⋅ x j ( t ) − θ i = j =1

n

∑w j=0

ij

⋅ x j ( t ) = w Ti ⋅ x (Ec. 7. 2)

Donde θ es el umbral de disparo de la neurona artificial. Observamos que el primer sumatorio i comienza desde j=1, mientras que el segundo comienza desde j=0. Esto se debe a que el umbral suele tratarse como una entrada más de valor constante 1, y el peso correspondiente es el umbral cambiado de signo, actualizándose durante el aprendizaje como una sinapsis más. La última parte de la ecuación corresponde a la expresión matricial. Existen otras reglas de propagación, que dan lugar a otro tipo de neuronas, como la unidad sigma-pi, en la que se combinan las entradas en forma de productos:

hi ( t ) =

∑ w ⋅∏ x ij

j

jk

k

(Ec. 7. 3)

Función de activación o de transferencia: También existen distintos tipos, como se observa en la figura 7.3. Usualmente estas funciones deben ser no decrecientes y acotadas. En algunos algoritmos de aprendizaje se requiere además que sean derivables, y por tanto continuas, como es el caso del backpropagation, descrito más adelante. Otra característica que distingue los tipos de neuronas es que la función de transferencia dependa o no de la activación de la neurona en un instante anterior (ecuación 7.1), con lo que se dota a la neurona de una cierta memoria. Las funciones de activación más comunes son las siguientes: •

función lineal (un caso particular es la función identidad cuando c=1): ai = fi ( hi ) = c· hi

(Ec. 7. 4)

7.2 Redes neuronales artificiales •

función escalón (salida 0 corresponde al caso binario y salida -1 al caso bipolar):

f i ( hi ) = •

hi > θ i

ó − 1 si

hi < θ i

(Ec. 7.5)

R|1 S| h T−1

si si

i

si

hi > l − l ≤ hi ≤ l

(Ec. 7.6)

hi < − l

ehi − e− hi ehi + e− hi

(Ec. 7.7)

función sigmoidea:

f i ( hi ) = •

si

función tangente hiperbólica:

fi ( hi ) = •

RS1 T0

función mixta:

f i ( hi ) =

•

1257

1 1 + e− hi

(Ec. 7.8)

función gaussiana: 2

f i ( hi ) = A ⋅ e− Bhi

1

(Ec. 7.9)

y

-1 función bipolar

y

y

x

x

función mixta

y

x

función sigmoidea

x

función gaussiana

Figura 7.2.3. Diversas funciones de transferencia. Función de salida: La función de salida más habitual en casi todos los modelos es la función identidad, aunque existen algunos modelos en los que se emplean neuronas con salida de tipo escalón. En otros casos, como sucede con la máquina de Boltzman, la función de activación es de tipo estocástico, lo que hace que en la salida de la neurona entre en juego la probabilidad.

1258


En el caso de la función identidad, se tiene: yi = Fi ( ai ( t )) = ai ( t )

(Ec. 7.10)

7.2.3 Elementos de una red neuronal En esta sección estudiaremos la estructura básica de una red neuronal artificial (RNA) y los elementos que caracterizan su arquitectura. En una RNA las neuronas están distribuidas en capas, distinguiéndose la capa de entrada, la de salida, y las capas ocultas (que son opcionales). Las neuronas de la capa de entrada reciben los estímulos del mundo exterior; las neuronas de la capa de salida se encargan de transmitir al exterior la salida del sistema; y las neuronas de las capas intermedias tienen las entradas y salidas dentro del sistema (figura 7.2.4), y su función es realizar un procesamiento más profundo de información. Cuando se va a construir una red es preciso definir el número de capas y el número de neuronas que va a tener cada una de ellas. El número de neuronas en la capa de entrada y en la de salida vienen determinadas por la naturaleza del problema que se va a tratar. El tipo de neuronas puede ser diferente en cada capa, siendo frecuente que en la de salida las neuronas sean de tipo lineal, mientras que en las capas ocultas suelen ser de tipo no lineal. Por ejemplo, si deseamos entrenar una red neuronal para tareas de clasificación, las neuronas de salida serán de tipo binario. Si lo que se desea es aproximar una función no conocida, las neuronas de salida deberán tomar valores continuos.

Figura 7.2.4. Ejemplo de red neuronal artificial con capas de entrada, oculta y de salida. Una red también posee un patrón de conexiones entre las neuronas que la constituyen. Si bien el patrón de conectividad habitual es el que se presenta en la figura 7.2.4 (lo que se denomina una red completamente conectada), es frecuente, por ejemplo, que no existan sinapsis entre pares de neuronas de capas distintas, o que haya conexiones laterales entre neuronas de la misma capa, o incluso que una neurona tenga como entrada su propia salida. Todo esto influye decisivamente en la dinámica de operación de la red. Otra característica de la red es el patrón de propagación, que permite en cualquier momento conocer el estado de activación de cada neurona de la red y ver cómo responde el sistema ante un estímulo de entrada que se propaga por las distintas capas hasta obtener la salida.


1259

Por último, una red posee una regla de aprendizaje, que es el algoritmo mediante el cual se modifican los pesos de la red para obtener la salida correcta para cada patrón de entrada. Las reglas de aprendizaje más habituales tienen forma de procedimientos iterativos. A la hora de resolver un problema mediante el uso de una red neuronal, lo primero que se debe hacer es determinar la arquitectura de la red. Después, hay que someter a la red a una fase de aprendizaje, durante la que se ejecutará un algoritmo de modificación de pesos hasta que alcance la convergencia (según los criterios establecidos por el usuario), o lo que es lo mismo, hasta que los pesos sinápticos se estabilicen. El criterio más habitual para detener el aprendizaje es que el error cuadrático medio cometido para todos los patrones no exceda de un valor aceptable, con el que se considera que la red realiza bien la tarea. Una vez finalizada esta fase con éxito, la red está preparada para resolver el problema, y se puede emplear en su modo de operación normal. En este modo llamado fase de recuerdo, una entrada o patrón es presentado al sistema (que puede ser alguno de los de entrenamiento o puede ser nuevo para la red) y éste se propaga a través de la red hasta producir una salida. Durante esta fase los pesos no sufren ninguna modificación. Existen multitud de modelos de redes neuronales que se obtienen combinando los diversos tipos de los elementos que se han enumerado anteriormente: arquitectura, regla de aprendizaje, tipo de neuronas, patrón de propagación, … Algunos de los modelos más comunes se enumeran en la tabla 7.2.1. En esta tabla, FF se refiere a redes de tipo Feedforward, indicando que la información fluye solo hacia delante, de las neuronas de entrada hacia las de salida y no hacia atrás. FB indica Feedback, con lo que la información fluye también hacia neuronas más cercanas a las de entrada. Un aprendizaje de tipo supervisado es aquel en el que se requiere un agente exterior que le indique al sistema neuronal si realiza bien o no su tarea, mientras que en aprendizaje no supervisado la red organiza la información por sí misma. Tabla 7.2.1. Diversos tipos de redes neuronales artificiales [8].

Modelo de red Adaline/ Madaline ART 1 y 2

Aditive Grossberg. AG BackPropagation Network BAM

Topología 2 Capas Feedforward 2 Capas FF/FB Conex. Laterales y Autorrecurrent. . 1 Capa Conex. Laterales y Autorrec. N Capas Feedforward

2 Capas FF/FBack Brain-State in- 1 Capa Conex. a-Box Laterales y Autorrec

Supervisado/ no superv. Superv.

Regla aprendizaje Corrección error LMS Competitivo (resonancia adaptativa)

Información Entr./salida E. Analog S.Binaria Bin (1) Analog(2)

No superv.

Hebbiano o Competitivo.

Analog.

Grossberg 1968

Superv.

Regla delta generalizada.

Analog.

Rumelhart, etc. 1986

No superv.

Hebbiano

Binarias

Kosko 1988

Superv.

Regla delta

Analog.

Anderson 1977

No superv.

Autor Widrow, Hoff 1960 Carpenter, Grossberg 1987

1260


M o delo d e red

To po lo gía

Su pervisado/ n o su perv.

R eg la apren diza je

Info rm ació n En tr./sa lida

A uto r

Cau chy M achin e

1 Cap a Con ex. L aterales. 3 C apas FeedF orw ard

N o sup erv.

Esto cástico

E. A nalog.

Szu 1986

Jerarqu ía de niv eles con capas bid im en sio nal FF /FBack

N o sup erv.

Co m petitivo .

Bin arias

F ukush im a 19 75/198 0

Co ntin ou s H op field

1 C apa Con exion es Laterales

N o sup erv.

H ebb ian o

A nalo g.

H o pfield 1 984

D iscrete H op field

1 C apa Con exion es Laterales

N o sup erv.

H ebb ian o

Bin arias

H o pfield 1 982

Learn ing M atrix LM

1 Cap a Cro ssbar

N o sup erv.

H ebb ian o

Bin arias

Steinbuch 1 961

Learn ing V ector Cu antizer LV Q

2 Capas FF Con exion es L ater. Im p lic. A utorrec.

N o sup erv.

Com p etitivo

A nalo g.

K o hon en 1 981

Percep tron

2 Capas Feed forw ard

Su perv.

Co rreció n erro r

E .A nalog S .Bin aria

Ro senb latt 1 958

Tem p oral A ssoc. M em o ry TA M

2 Capas Feedforw ard / F eedb ack

N o sup erv.

H ebb ian o

Bin arias

A m ari 1 972

To polog y P reserv ing M ap. T PM

2 Capas FF Co nex . Laterales. Im p l. A utorrec.

N o sup erv.

Com p etitivo

A nalo g.

K o hon en 1 982

Cog nitron / N eoco gn itron

S. B inarias

7.2.4 Modelo de retropropagación del error En este apartado se describen las características de la red neuronal denominada perceptrón multicapa con aprendizaje por retropropagación del error o backpropagation (BP), como ejemplo de modelo de aprendizaje de tipo supervisado [9]. Su importancia es muy relevante al tratarse del modelo más utilizado hoy en día, pues se calcula que más de un 70% de las aplicaciones emplean alguna variante de este algoritmo.


1261

7.2.4.1. Descripción El perceptrón multicapa pertenece al grupo de redes de flujo de datos hacia adelante (feedforward), en las que la información siempre fluye de cada capa hacia otra más próxima a la de salida, no existiendo conexiones laterales entre neuronas dentro de una capa ni conexiones hacia atrás. A este mismo grupo pertenecen otros modelos muy importantes en la historia de las redes neuronales como son la adalina o el perceptrón simple. El nombre de backpropagation procede de su algoritmo de aprendizaje, pues respecto a la topología o arquitectura resulta tal vez más adecuado el nombre de perceptrón multicapa o MLP (multi-layer perceptrón). En su estructura puede diferenciarse una capa de entrada y una de salida, en la que puede haber varias neuronas. Adicionalmente pueden existir varias capas ocultas (figura 7.2.5), que confieren la posibilidad de procesar relaciones no lineales. Las neuronas de las capas ocultas suelen ser de tipo no lineal, con funciones de activación sigmoidales o de tipo tangente hiperbólica, mientras que las neuronas de salida frecuentemente son de tipo lineal. El algoritmo de aprendizaje, como se verá más adelante, exige que las funciones de activación sean continuas y derivables.

yok, dk, θok Capa de salida

m neuronas

wojk

yhj, θhj

h neuronas

Capa oculta

whij Capa de entrada

n neuronas

x pi

Figura 7.2.5. Arquitectura de una red MLP. Por su estructura, la red BP es especialmente utilizada para hacer representaciones o mappings de un espacio multidimensional de entrada hacia uno de salida, ajustando funciones de múltiples variables:

f:

n

→

m

También se emplea habitualmente como clasificador. Para ello, pueden disponerse tantas neuronas de salida bivaluadas como clases a las que pueden pertenecer los patrones de entrada. Una vez entrenada, al presentar un patrón a la red, sólo una de las neuronas de salida se activará, con lo que el patrón quedará clasificado como perteneciente a la categoría representada por esa neurona de salida.

1262


La importancia del algoritmo Backpropagation ha sido fundamental en la historia de las redes neuronales. Uno de los modelos neuronales iniciales, el perceptrón, se empleaba para clasificar patrones en dos clases posibles. Sin embargo, debido a sus limitaciones, propició que se abandonara en gran parte el estudio de las redes neuronales. La aparición del algoritmo Backpropagation, al solventar las graves limitaciones atribuidas al perceptrón simple [10], supuso un gran argumento a favor del resurgimiento del interés en el campo. Una de las limitaciones más conocidas del perceptrón era la imposibilidad de diferenciar entre dos clases que no fueran linealmente separables, lo que queda claramente reflejado en la imposibilidad de resolver el conocido problema del or-exclusivo o XOR (ver figura 7.2.6). Sin embargo, al introducir una capa oculta de neuronas, el perceptrón multicapa es capaz de generar una superficie de decisión arbitraria, con lo que puede separar clases que posean una frontera tan abrupta como se desee si se disponen tantas neuronas ocultas como sea necesario. Esta capacidad del perceptrón multicapa se suele expresar diciendo que es un aproximador universal de funciones, resultado que se demuestra en el conocido teorema de Funahashi [11].

X2 (0,1)

(0,0)

(1,1)

(1,0)

X1

X2

0

0

0

0

1

1

1

0

1

1

1

0

X1 xor X 2

X1

Figura 7.2.6. Representación gráfica y tabla de verdad de la función Xor. 7.2.4.2. Aprendizaje del perceptrón multicapa El perceptrón multicapa es una red de aprendizaje tipo off line, es decir, requiere una fase de entrenamiento previa a su operación normal. El aprendizaje del perceptrón multicapa supone una generalización de la regla delta, que incluye una expresión para modificar los pesos de las capas ocultas. El término de retropropagación del error asociado a la técnica de aprendizaje más común del MLP viene precisamente del modo en que el algoritmo calcula primero el error cometido en la capa de salida, evaluando después la contribución de cada neurona de las capas ocultas en ese error y modificando los pesos correspondientes para disminuir el error cuadrático medio cometido. De este modo, mientras la red propaga la señal de cada neurona desde la capa de entrada hacia la de salida siempre hacia delante, el cálculo del error cometido en cada neurona se inicia en la capa de salida y se propaga hacia atrás para conocer la influencia de los pesos sinápticos de las primeras capas en el error.


1263

El modo en que se modifican los pesos se presenta habitualmente en forma de proceso iterativo, a lo largo del cual se busca ir disminuyendo el error cuadrático medio cometido en la salida. El error cometido en función de los valores de los pesos sinápticos y los umbrales es una función que presenta múltiples mínimos. A lo largo del algoritmo de aprendizaje se busca el mínimo global de dicha superficie mediante el descenso por la superficie de error en la dirección de descenso más pronunciado (conocido también como método del descenso por el gradiente, pues por definición la dirección del gradiente coincide con la dirección de la máxima variación). La superficie de error, dependiente de los pesos, está determinada por:

1 E ( w ij , θ j , w kj , θ k ) = 2 h

h

o

p = 1, .... , P

o

i = 1, ... , N

L ∑ ∑ Md MN p

pk

k

−

F f G∑ w H

j = 1, ... , H

o

kj

y

h

pj

−θ

j

k = 1, ... , M

o

k

I OP JK PQ

2

(Ec. 7.11)

donde por simplicidad se ha supuesto el caso de una red con una sola capa oculta. El número de patrones a aprender es P, el número de neuronas en la capa de entrada es N, el número de neuronas en la capa oculta es H y el número de neuronas de salida es M. El significado de los pesos y umbrales está representado en la figura 7.5. El método de descenso por el gradiente precisa conocer tanto el gradiente respecto a los pesos de la capa de salida como respecto a los de la capa oculta:

∆wkjo = −α

∂E ∂wkjo

∆w hji = −α

∂E ∂w hji

(Ec. 7.12)

Aplicando la regla de la cadena y observando las dependencias funcionales, se obtienen las expresiones finales de las variaciones en los pesos que aparecen en el proceso iterativo descrito a continuación. Los pasos que componen el proceso iterativo de aprendizaje: Paso 1: Inicializar los pesos de la red con pequeños valores aleatorios (por ejemplo, en el intervalo (-0.3, +0.3)). Paso 2: Presentar un patrón de entrada, xp: xp1, xp2, ....., xpN, y especificar la salida deseada que debe generar la red d: d1, d2, ....., dM (donde N y M son las dimensiones de los espacios de entrada y salida respectivamente).. Paso 3: Calcular la salida actual de la red, para lo que se calcula la salida que presenta cada capa hasta llegar a la última, que será y: y1, y2 ....., yM. Las neuronas de entrada tienen como estado actual la entrada de la red. Una neurona oculta j tiene como entrada neta:

1264


h

h pj =

N

∑w

h ji

⋅ xpi + θ hj

i =1

(Ec. 7.13)

donde el subíndice p se refiere al p-ésimo vector de entrenamiento. La salida de la neurona oculta j viene dada por:

ypj = f jh ( hpjh )

(Ec. 7.14)

h

siendo f j(.) la función de transferencia y supuesta la función de salida identidad. Los mismos cálculos se realizan para las neuronas de la capa de salida: o hpk

L

=

∑w

o kj

⋅ ypj + θok

j =1

o ) ypk = f ko ( hpk

(Ec. 7.15)

Paso 4: Calcular los términos de error para todas las neuronas La regla de aprendizaje backpropagation está basada en la regla delta generalizada. Esta regla procede, a partir de la función de error definida en el espacio multidimensional de los pesos (ver ecuación 7.11), a calcular el gradiente para variar los pesos de modo que se siga la dirección de descenso más pronunciado, en busca de un mínimo en la superficie de error para un conjunto de patrones dados. Se requiere el valor de la delta para conocer el error a disminuir. Para una neurona k de salida es: o δ 0pk = ( dpk − ypk ) f ko ' ( h pk )

(Ec. 7.16)

Si la función f es lineal, se tiene que f’=1. Si la función es sigmoidal:

fk ( hjk ) =

1 1 + e− hjk

(Ec. 7.17)

se observa que la derivada cumple:

f ko' = f ko (1 − f ko ) = ypk (1 − ypk )

(Ec. 7.18)


1265

Luego los términos de error quedan:

δ opk = ( d pk − y pk )

δ opk = ( d pk − y pk ) ⋅ y pk ⋅ (1 − y pk )

y

(Ec.7.19) Para la salida lineal y para la sigmoidal respectivamente. Por otro lado, si la neurona j no es de salida, entonces la derivada parcial del error (debido a que no se puede evaluar directamente) se obtiene de la siguiente manera:

δ hpj = f jh ' ( h pjh )∑ δ opk ⋅ w kjo

(Ec. 7.20)

k

El error que se produce en una neurona oculta es proporcional a la suma de los errores conocidos que se producen en las neuronas a las que está conectada la salida de ésta, multiplicado cada uno de ellos por el peso de la conexión. Los umbrales se ajustan de modo análogo. Paso 5: Actualización de los pesos. Los pesos de las neuronas de la capa de salida se modifican según:

wkjo ( t + 1) = wkjo ( t ) + ∆ wkjo ( t + 1); (Ec. 7.21)

∆ w kjo ( t + 1) = α ⋅ δ opk ⋅ y pj y para las neuronas de la capa oculta:

w hji ( t + 1) = w hji ( t ) + ∆w hji ( t + 1); (Ec. 7.22)

∆w hji ( t + 1) = α ⋅ δ hpj ⋅ x pi

En ambos casos, para acelerar el proceso de aprendizaje, se puede añadir un término de momento, que asegura mayor estabilidad. Este término vale

β ( w kjo ( t ) − w kjo ( t − 1 ))

y

β ( w hji ( t ) − w hji ( t − 1 )) (Ec. 7.23)

en el caso de neuronas de salida y de ocultas, respectivamente. El parámetro β recibe el nombre de momento, y suele tener un valor entre 0 y 1.

1266

Capítulo VII. Sistemas de inteligencia artificial Paso 6: El proceso se repite volviendo al paso 2 hasta que se reduce el término de error alcanzando un valor que resulte aceptable para considerar que los patrones han sido correctamente aprendidos. El error para cada patrón viene dado por:

Ep =

1 M 2 ∑ δ pk 2 k =1

(Ec. 7.24)

2

donde δ pk representa la diferencia elevada al cuadrado entre la salida actual de la neurona k y el valor deseado para la misma cuando en la entrada se halla el patrón p. Usualmente la corrección de pesos se realiza tras presentar todos los patrones de entrenamiento, lo que se denomina aprendizaje por lotes (batch). Sin embargo, si el número de patrones de entrenamiento es muy elevado, y la información contenida en ellos es redundante, suele evaluarse el error y corregir los pesos tras la presentación de cada patrón, lo que se denomina aprendizaje en serie (on line). Este método del gradiente descendente asegura que se avanza hacia el valle más cercano de la función de error (ver figura 7.2.7). Sin embargo, no se garantiza la convergencia a un mínimo global, pudiendo llevar a la red a un mínimo local. A través del parámetro α (gradiente, también llamado ritmo de aprendizaje) se controla si el descenso por la superficie de error se produce a pasos grandes o pequeños, posibilitando el escape de mínimos locales para intentar hallar el mínimo global (o un mínimo local mejor). El parámetro β (momento) se encarga de mantener la misma dirección en la variación de los pesos, añadiendo una fracción del cambio anterior. Cuando un problema no se resuelve aceptablemente, se suele intentar de nuevo partiendo de otro punto de la superficie de error, reiniciando el aprendizaje. Otra solución es cambiar el número de neuronas y capas ocultas. Hay ocasiones en las que añadir una capa oculta supone alcanzar antes la solución, pero otras veces puede dificultar la resolución adecuada del problema por parte de la red.

E (w)

w Figura 7.2.7. Ejemplo de Superficie de error monodimensional. Uno de los problemas más estudiados a la hora de diseñar la arquitectura de un MLP es la determinación del número de neuronas en las capas ocultas [12]. Un número demasiado elevado lleva a la memorización del problema, lo que se opone a la generalización que permite a la red producir la salida correcta para datos de entrada no utilizados en el aprendizaje. Un número demasiado pequeño puede no proporcionar los


1267

suficientes grados de libertad a la red para ajustar los datos del problema. Por ello, debe establecerse un compromiso entre el tamaño de la red y el error que se espera alcanzar en la salida. Un método de control consiste en reservar de un 10 a un 20% [13] de datos del conjunto de patrones disponibles. Mientras el resto se emplean en el aprendizaje, evaluando errores y corrigiendo pesos, estos otros, llamados patrones de test, se emplean exclusivamente para evaluar el error que comete la red en su fase de recuerdo. Tras cada modificación de los pesos se evalúa el error para los patrones de test. Al comienzo del aprendizaje, tanto el error cometido para los patrones de entrenamiento como para los de test va disminuyendo, alcanzándose un punto tras el cual empieza a aumentar el error cometido en los de test, mientras continúa decreciendo para los de entrenamiento. El entrenamiento debe concluirse cuando se alcanza el mínimo error para los patrones de test (antes de que empiece la especialización en el conjunto de entrenamiento). Así se conseguirá que la red sea capaz de responder de manera correcta a casos nuevos (ver figura 7.2.8).

Error

Test

Aprendizaje

Generalización óptima.

Iteraciones

Figura 7.2.8. Evolución del error en el conjunto de aprendizaje y en el de test. Los inconvenientes que presenta este algoritmo de aprendizaje son principalmente la lentitud de su convergencia, así como la posibilidad de quedarse en un mínimo local en lugar de en el mínimo global, y de incurrir en la memorización con la consecuente pérdida de generalización (realmente, y salvo en errores cuadráticos con los pesos, no se puede garantizar el acceso al mínimo absoluto del error, siendo preciso conformarse con un mínimo local que dé las prestaciones deseadas al sistema). También existen problemas si el número de patrones de aprendizaje de que se dispone es reducido, pues no se podrá emplear una red demasiado grande con el fin de evitar el sobreaprendizaje al tener la red demasiados grados de libertad (esto se conoce como la maldición de la dimensionalidad [14]). Existen multitud de modificaciones al algoritmo original que tienen como objetivo superar estos inconvenientes. Algunas de ellas consisten en hacer que el ritmo de aprendizaje vaya variando a lo largo del proceso, con lo que se gana velocidad de convergencia, o técnicas de podado de la red y decaimiento de pesos que pretenden evitar el sobreaprendizaje debido a una excesiva dimensión (número de pesos) de la red.

1268


No existen fórmulas para determinar el número de neuronas a disponer en las capas ocultas en función del número de patrones de aprendizaje disponibles, o en función del error máximo que se aceptará en la salida. Lo habitual es hacerlo ensayando varias posibilidades, basándose en algunos límites orientativos, algunos de los cuales se encuentran en la referencia [15]. 7.2.4.3. Aplicaciones El perceptrón multicapa es sin duda el modelo neuronal más empleado debido a su capacidad para aproximar cualquier tipo de función, dado que la mayor parte de los problemas se reducen a encontrar una relación entre unas variables de entrada y una o varias de salida. Existen multitud de aplicaciones de este modelo en diversos campos [16]: medicina, economía, meteorología, robótica, .... Por destacar algunas, el BP ha sido aplicado a la predicción de índices bursátiles [17], a la clasificación de señales de sonar, predicciones meteorológicas, procesado de imágenes para visión artificial, procesado del habla (en l987 Sejnowski y Rosenberg diseñaron un sistema llamado NETtalk capaz de convertir inglés escrito en hablado [18]), control de procesos industriales [19], diagnosis de cáncer de mama y de ataques al corazón, o al control del brazo de un robot. Otras aplicaciones se describen en las referencias [20-40]. Referencias 1.

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2.

Kandel, E.R., Schwartz, T.H., Jessel, T.M. «Principles of Neural Science». 3ed, Springer-Verlag, 1991.

3.

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4.

Mead, C. «Analog VLSI and Neural Systems». Addison-Wesley 1989.

5.

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1269

11. Funahashi, K.I. «On the Approximate Realization of Continuous Mappings by Neural Networks». Neural Networks, 2, 183-192, 1989. 12. Lawrence, S., Lee Giles, C., Tsoi, A.C. «What Size Neural Network Gives Optimal Generalization? Convergence properties of Backpropagation». Technical Report UMIACS-TR-96-22 and CSTR-3617, Junio 1996. 13. Haykin, S. «Neural Networks. A Comprehensive Foundation». Macmillan College Pub. Comp., 1994. 14. Bishop, C.M. «Neural Networks and Their Applications». Rev. Sci. Instrum., 65, 6, pp. 18031832, 1994. 15. Swingler, K. «Applying Neural Networks. A Practical Guide». Academic Press, 1996. 16. Widrow, B., Rumelhart, D.E., Lehr, B.E. «Neural Networks: Applications in Industry, Business and Science». Communications of the ACM, 37, 3, pp. 95-105, 1994. 17. Refenes, A.N. (Edit.). «Neural Networks in the Capital Markets». John Wiley & Sons, 1995. 18. Sejnowski,T.J., Rosenberg, C.R. «Parallel Networks that Learn to Pronounce English Text». Complex Systems 1, 145, 1987. 19. Hammerstrom, D. «Neural Networks at Work». IEEE Spectrum, pp. 26-32, Junio 1993. 20. Beaufays, F., Abdel-Magid, Y., Widrow, B. «Application of neural networks to load-frecuency control in power systems». Neural Networks 7(1):183-194, 1994. 21. Cleeremans, A. «Finite state automata and simple recurrent networks». Neural Computation, 2(1):372-381, 1989. 22. Cressy, D.C., Nabney, I.T., Simper, A.M. «Neural control of a batch distillation». Neural Computing and Applications, 1(2): 115-123, 1993. 23. Cook, M. «Personnel Selection and Productivity». John Wiley and Sons, 1993. 24. Cullen, S. «Economic time series forecasting: A comparison of encoding techniques». Technical report, Department of Computing Science, Stirling University, 1992. 25. Kechriotis, G., Zervas, E., Manalakos, E.S. «Using recurrent neural networks for adaptive communication channel equalization». IEEE Transactions on Neural Networks, 5(2):267-278, 1994. 26. Lippmann, R.P. «Review of neural networks for speech recognition». Neural Computation, 1(1):138, 1989. 27. Morris, A.J. «Neural networks for process control». Talk to NSYN Launch Event, 29 September, 1994.

1270


28. Snowden, S. «Neural computing saves lives at Jimmy´s hospital». Neural Edge, 3 (Autumn):4, 1993. 29. Swingler, K., Smith, L.S. «Predicting driver alertness from steering actions». Technical report, The Ford Motor Company, 1995. 30. Kohonen, T. «The neural phonetic typewriter». IEEE Computer Magazine, págs. 11-22, Marzo 1988. 31. Masters, T. «Practical Neural Networks Recipes in C++». Academic Press, 1993. 32. Nguyen, D., Widrow, B. «The truck backer-upper: An example of self-learning in neural networks». Proc. Int. Joint Conf. on Neural Networks. Vol II. Erlbaum, Hillsdale, Nueva Jersey, págs. 357363, 1992. 33. Serrano Cinca, C., Martín del Brío, B. «Predicción de la quiebra bancaria mediante el empleo de Redes Neuronales Artificiales». Revista Española de Financiación y Contabilidad, Vol XXII, nº 74, 153-176. Madrid, 1993. 34. Freeman, J.A. «Simulating Neural Networks with Mathematica». Ed. Addison-Wesley, 1994. 35. Dassen, W. et al. «A neural network to differentiate wide QRS tachycardias». Proceedings of the IEEE Conference on Computers in Cardiology, págs. 287-290, Chicago, 1990. 36. Hilera, J.R., Mazo, M., Martínez, V.J. «Neural networks for ECG Compression and Classification». Proceedings of the 3rd International Conference on Fuzzy Logic, Neural Nets and Soft Computing IIZUKA ‘94, Japón, 1994. 37. Lin, J., Mei, G., Lin, W., Chen, S. «Hierarchical Neural Network Architectures for Vision Systems». Neural Networks Supplement: INNS Abstracts, 1, 1988. 38. Rubio, R. «Aplicaciones médicas de las redes neuronales». Novatica, Vol. 16, Nº 87, págs. 49-87, 1990. 39. Burgess, N. «Neuroforecasting». Talk to Neural Computing Applications Forum, 12 January, 1995. 40. Mitra, S., Pal, S.K., Kundu, M.K. «Fingerprint classification using a fuzzy multilayer perceptron». Neural Computing and Applications, 1:59-67, 1994.

7.3 Optimización de una estructura tipo parrilla

1271

7.3 OPTIMIZACIÓN DE UNA ESTRUCTURA TIPO PARRILLA Se plantea el cálculo de un suelo estructural para un autobús interurbano autoportante. El suelo calculado es un sandwich, reforzado con una estructura emparrillada en el núcleo, formada por perfiles de vidrio unidireccional-poliéster fabricados mediante pultrusión. Las pieles de la estructura sandwich están formadas por el siguiente apilamiento, siendo ambas pieles iguales: 1mm de mat de vidrio + resina de poliéster. 1.5 mm de tejido equilibrado de vidrio + resina de poliéster. La estructura de suelo planteada se puede observar en la figura 7.3.1. 1 .5 m m T e jido E q uilib rado /P oliéster 1m m M at/P oliéster

E stru ctura G rid. P erfile s de p ultrusión

Figura 7.3.1. Geometría exterior del tramo de suelo calculado. La carga de diseño es de 400 Kg/m2, uniformemente repartida en toda la superficie del suelo.

1272


Las condiciones de contorno del suelo calculado se presentan en la figura 7.3.2. Se apoya todo el suelo entre cuadernas, y en la otra dirección el suelo no tiene ninguna restricción de apoyo excepto el cambio de rigidez que aporta la existencia de las cuadernas. La rigidez a flexión (EI) que porta cada cuaderna es de 13.2E10 Nmm2. CUADERNA

SUELO ENTRE CUADERNAS

1610 mm

CUADERNA 2290 mm

Figura 7.3.2. Condiciones de contorno. Existen dos requerimientos básicos para el diseño del suelo anteriormente descrito, uno de rigidez y otro de peso. RIGIDEZ: La flecha máxima permitida para este suelo se calcula según la siguiente expresión:

f max =

L min 1610 N = = 3, 22 mm ⇒ R TOTAL = 4580 500 500 mm

(Ec. 7.25)

donde RTOTAL= Rigidez Total del suelo completo. PESO: El peso permitido será el mínimo posible para que se cumpla el requerimiento de rigidez, por lo que la rigidez específica de este suelo ha de ser máxima. - Distribución de rigideces. La estructura sandwich calculada está compuesta por las pieles simétricamente dispuestas a una determinada longitud, y una estructura grid dispuesta en el núcleo (figura 7.3.1). La rigidez requerida se obtiene sumando las rigideces de ambos elementos estructurales, según la siguiente expresión:

RTOTAL = RSsR + RGRID R = Rigidez del sandwich sin reforzar. SsR

R

GRID

= Rigidez de la estructura parrilla.

(Ec. 7.26)


1273

La rigidez de la estructura sandwich sin reforzar se calcula para las pieles que se han tomado como referencia en función de la distancia entre ambas. Esta distancia esta determinada por la altura de la estructura emparrillada óptima que será incluida en el núcleo. La flecha del sandwich sin reforzar en función de la distancia entre pieles ha sido calculada usando un modelo de elementos finitos. La expresión obtenida es la siguiente:

flecha(mm) = 0.0008h 2 − 0.2382h + 22.567

(Ec. 7.27)

siendo h la distancia entre pieles expresada en mm. La rigidez del sandwich sin reforzar (RSsR) se calcula según la expresión:

R SsR =

C arg a(N) 14747, 6N = Flecha(mm) Flecha(mm)

(Ec. 7.28)

- Materiales. En el presente apartado se presentan las propiedades mecánicas usadas para la validación de elementos finitos y para el cálculo posterior de la estructura emparrillada óptima de los distintos materiales que configuran el suelo. VIDRIO UNIDIRECCIONAL-POLIÉSTER (PULTRUSIÓN). Tabla 7.3.1 Propiedades Elásticas del material de los perfiles. E1(GPa) E2(GPa) 32.5 5.55

E3(GPa) 5.55

G12(GPa) 2.5

G13(GPa) 2.5

G23(GPa) 2

ν12 0.34

ν13 0.34

ν23 0.389

TEJIDO EQUILIBRADO 0/90 DE VIDRIO (550 gr/m2)-POLIÉSTER. Tabla 7.3.2 Propiedades Elásticas del tejido de las pieles del sandwich.

E1(GPa) E2(GPa)

10

10

E3(GPa)

G12(GPa)

G13(GPa)

G23(GPa)

4

3

2.5

2.5

ν12 0.15

ν13 0.3

ν23 0.3

MAT DE VIDRIO-POLIÉSTER (300 gr/m2)-POLIÉSTER. Tabla 7.3.3 Propiedades Elásticas del mat de vidrio de las pieles del sandwich. E1(GPa) E2(GPa) 5.5

5.5

E3(GPa)

G12(GPa)

G13(GPa)

G23(GPa)

3

2.3

2

2

ν12 0.2

ν13 0.3

ν23 0.3

1274


Ensayo de una estructura sandwich de suelo de un autobús interurbano reforzado con una parrilla de perfiles de pultrusión. Con objeto de validar el método de cálculo se ha ensayado a flexión una estructura de suelo como la descrita en el apartado anterior con un grid en el núcleo formado por 18x12 perfiles. Como se observa en la figura 7.3.4 el suelo ensayado sólo fue apoyado en dos de sus extremos con objeto de entrar en los límites de flecha en los que el comparador es sensible. Se cargó la estructura con 5000 N uniformemente distribuidos en una superficie de 1000 x 1610 mm2 y la flecha obtenida fue de 8.54 mm, por lo que la rigidez total de esta estructura para estas condiciones de contorno es de 585.5 N/mm.

Figura 7.3.4 Esquema de la estructura parrilla a optimizar. - Validación de los modelos de elementos finitos usados. Se han usado dos modelos de elementos finitos para simular el ensayo anteriormente descrito. 1.

Modelado de la parrilla del núcleo. Se ha realizado con elementos volumétricos de 8 nodos con integración lineal reducida a un punto. El número de elementos y nodos con el que se ha obtenido la convergencia es de 11952 elementos y 28020 nodos.

2.

Modelado del sandwich sin núcleo reforzado. Se ha realizado con elementos shell de 4 nodos con integración lineal reducida. Los resultados obtenidos se presentan en la siguiente tabla: Tabla 7.3.4. Resultados de la validación teórico experimental. R G R ID

M EF(N

430

/m m )

R P IE L E S

M E F (N

212

/m m )

R TOTA L

M EF(N

642

/m m )

R R E A L (N / m m ) 5 8 5 .5

E rro r (% ) 9 .8

Como se observa en la tabla los modelos de elementos finitos usados se ajustan con un error aceptable a la rigidez real de la estructura por lo que usando este tipo y número de elementos y manteniéndonos en hipótesis de pequeñas deformaciones y pequeños desplazamientos podemos usar estos modelos para calcular una amplia gama de estructuras parrilla teniendo la seguridad de que no se cometen errores apreciables.


1275

7.3.1 Cálculo óptimo de la estructura emparrillada para el núcleo del suelo En el presente apartado se realiza el cálculo óptimo de la estructura parrilla que cumple los requerimientos de diseño anteriormente especificados y tiene un peso mínimo. Para ello se ha desarrollado el siguiente método de cálculo: 1.Cálculo de la rigidez de un conjunto de estructuras parrilla mediante el Método de los Elementos Finitos para usarlos como patrones de entrenamiento de la red neuronal. 2.Obtención de la arquitectura de red neuronal que minimice los errores de entrenamiento, test y validación. 3.Obtención de la estructura parrilla óptima mediante el uso de la red neuronal anterior y de un programa de barrido de variables - Cálculo de la rigidez de un conjunto de estructuras emparrilladas mediante el Método de los Elementos Finitos. En la figura 7.3.5 se presenta una de las estructuras parrilla calculadas.

h

bx Nx

bz Nz

Figura 7.3.5 Modelo de Elementos Finitos de una estructura parrilla. La rigidez de la estructura parrilla depende de una serie de factores tanto geométricos, como de material constituyente de los perfiles los cuáles se detallan a continuación: 1. Material de los perfiles de la parrilla: El material elegido para estos perfiles es vidrio unidireccional /resina de poliéster fabricados mediante pultrusión, por tanto esto no es una variable del cálculo. Las propiedades mecánicas de este material son las que se han detallado en la tabla 7.3.1. 2. Número de perfiles en cada dirección (Nx,Nz): Variables del cálculo. 3. Sección de los perfiles: Los perfiles de pultrusión del grid se han definido de sección rectangular maciza. 4.Altura de los perfiles(h): Variable del cálculo. 5.Espesor de los perfiles en cada dirección (bx,bz): Variables del cálculo.

1276


Por tanto la rigidez de la estructura emparrillada, así como su rigidez específica en el proceso de optimización presentado dependen de las siguientes variables: RGRID , Re = f(Nx,Nz,h,bx,bz)

(Ec. 7.29)

La altura y el valor de los espesores de los perfiles están limitados por el pandeo lateral, por lo que aplicando la ecuación de Euler obtenemos que (h/b) ≤ 9.8. Se ha calculado RGRID y Re para un conjunto de estructuras grid variando los parámetros anteriormente mencionados mediante el uso del método de los elementos finitos (MEF). Para este cálculo se ha usado el número y el tipo de elementos con el que se ha validado el modelo. Los resultados obtenidos se presentan en la siguiente gráfica, para los patrones de aprendizaje (tabla 7.3.5), para los de test (tabla 7.3.6) y para los de validación (tabla 7.3.7): Tabla 7.3.5 Patrones de Aprendizaje. Patrón

Nx

Nz

h

bx

bz

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43

18 18 18 18 12 12 12 12 6 6 6 6 3 3 3 3 3 2 2 2 2 2 1 1 8 8 8 8 18 18 18 12 12 12 6 6 6 8 8 8 5 10 10

12 12 12 12 18 18 18 18 9 9 9 9 6 6 6 6 6 6 6 6 6 6 3 3 6 6 6 6 12 12 12 18 18 18 9 9 9 6 6 6 6 8 8

75 100 75 75 75 100 75 75 75 100 75 75 110 110 110 100 105 110 110 110 100 105 115 120 75 100 75 75 85 85 85 85 85 85 85 85 85 85 85 85 75 75 75

8 11 10 7,7 8 11 10 7,7 8 11 10 7,7 11 12 11 10,5 10,8 11 12 11 10,5 10,8 11,75 12,25 8 11 10 7,7 10 8 8 10 8 8 10 8 8 10 8 8 10 8 8

8 11 7,7 10 8 11 7,7 10 8 11 7,7 10 11 11 12 10,5 10,8 11 11 12 10,5 10,8 11,75 12,25 8 11 7,7 10 8 10 8 8 10 8 8 10 8 8 10 8 8 8 10

R(N/mm) Re(N/mmkg) 1377,5 2623,6 1508,9 1845,4 1608,8 2844,4 1740,3 2071,5 1540,5 1693,0 1735,0 2860,1 2737,6 2747,44 2920,15 2211,8 2469,66 2664 2675,11 2836,8 2134,6 2394,9 1649,4 1840,46 2923,2 1866,5 1919,0 1701,9 2539,42 2592,00 2339,63 2991,57 3044,15 2802,30 2092,52 2134,58 1887,47 1845,42 1892,74 1640,37 1511,56 1899,04 2058,35

48,2 53,7 48,8 49,5 44,1 49,6 44,7 45,3 49,5 50,2 44,2 47,8 68,41 67,12 68,4 63,66 65,84 72,68 71,79 72,1 67,09 69,71 80,63 82,74 48,3 45,0 45,2 53,3 32,74 32,93 32,08 36,48 36,66 35,87 50,47 50,71 49,98 49,98 50,22 49,50 58,92 51,22 50,33


1277

Tabla 7.3.6 Patrones de Test. Test

Nx

Nz

h

bx

bz

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

8 8 8 15 15 15 2 5 5 10

12 12 12 15 15 15 4 6 6 8

75 75 75 75 75 75 110 75 75 75

8 10 7,7 8 10 7,7 11 8 7,7 10

8 7,7 10 8 7,7 10 11 8 10 7,7

R(N/mm) Re(N/mmkg) Error R (%) Error Re (%) 1758,14 1815,98 2037,32 2184,53 2169,81 2476,33 2048,36 1468,97 1557,83 1935,32

40,44 39,74 40,51 35,09 32,36 35,24 76,51 61,10 56,66 48,01

2,52 4,33 4,78 6,61 0,86 3,16 3,04 2,23 2,95 10

1,88 0,38 5,97 5,18 1,74 4,77 0,59 4,84 2,48 10,84

Tabla 7.3.7 Patrones de Validación. Validacion

Nx

Nz

h

bx

bz

1 2 3 4 5 6

8 5 15 2 2 10

12 6 15 4 4 8

100 100 100 115 110 100

11 11 11 11,75 11 11

11 11 11 11,75 12 11

R(N/mm) Re(N/mmkg) Error R (%) Error Re (%) 3804,9251 2638,7894 4639,832 2324,9107 2166,657 3344,3594

48,105036 60,127158 41,146602 77,792148 75,83121 49,536438

4,75 3,54 5,26 1,94 3,2 10,1

9,11 1,01 5,34 0,33 0,39 9,67

- Obtención de la arquitectura de red neuronal óptima. Usando los patrones de entrenamiento calculados mediante el MEF se han entrenado un conjunto de configuraciones de red neuronal variando el número de capas ocultas y de neuronas por capa hasta obtener la red que minimiza los errores de test y de validación. Se pretende que esta red sea representativa de un amplio espacio de búsqueda y que sea capaz de generalizar sin error para patrones que no están entre los de entrenamiento. La red neuronal óptima es la que se presenta en la figura 7.3.6:

Figura 7.3.6 Arquitectura de red neuronal óptima. En las tablas 7.3.6 y 7.3.7 se presentan los errores de test y de validación obtenidos.

1278


- Obtención de la estructura emparrillada óptima. Una vez obtenida la arquitectura de red que reproduce satisfactoriamente el problema se ha realizado un programa que realiza un barrido en los entornos de búsqueda entrenados para cada variable, incluyendo la restricción de pandeo (h/b)≤9.8. Este programa evalúa RGRID y Re de cada grid interrogando en cada caso a la anterior red neuronal. Así mismo se ha programado un algoritmo de optimización que permite una búsqueda rápida del grid óptimo en el espacio deseado. Este algoritmo sólo se usa para aquellas estructuras grid que combinadas con las pieles de referencia alcanzan el requerimiento de rigidez (4580 N/mm). El algoritmo minimiza la siguiente función:

f =

1 RGRID + Re Re

(Ec. 7.30)

Los espacios usados y los resultados obtenidos se presentan en las siguientes tablas: Tabla 7.3.8 Espacios de búsqueda analizados con el programa de optimización.

Espacio 1 2 3 4 5 6 7 8

Nx 1-18 1-18 1-18 1-18 1-18 1-18 1-18 1-18

Nz 3-18 3-18 3-18 3-18 3-18 3-18 3-18 3-18

h 75-100 75-105 75-110 75-115 75-120 75-125 75-130 75-140

bx 7.5-12.25 7.5-12.25 7.5-12.25 7.5-12.25 12.25-15 12.25-15 12.25-15 12.25-15

bz 7.5-12.25 7.5-12.25 7.5-12.25 7.5-12.25 12.25-15 12.25-15 12.25-15 12.25-15

Nº Casos 691200 806400 921600 1036800 414720 456192 497664 580608

Tabla 7.3.9 Grids óptimos para cada espacio de búsqueda. Espacio 1 2 3 4 5 6 7 8

Nx 1 1 2 2 1 1 1 1

Nz 6 5 4 3 3 3 3 3

h 100 105 110 115 120 120 120 120

bx 11.8 12.25 12 12.8 12.75 12.75 12.75 12.75

bz 12.2 12.25 11.75 12.4 12.25 12.25 12.25 12.25

R(N/mm) Re(N/mmkg) Peso(Kg) 2398.14 70.49 34 2273.87 74.7 30.5 2148.77 76.42 28 2020.18 80.57 25 1903.36 83.43 22.8 1903.36 83.43 22.8 1903.36 83.43 22.8 1903.36 83.43 22.8

- Conclusiones. En las siguientes figuras se presentan los resultados obtenidos presentados de forma gráfica:


Rgrid(N/mm)

3000,00

1279

RSsR(N/mm)

2000,00 1500,00 1000,00 500,00 0,00

1

2

3

4

5

6

7

hmax(mm)

160 140 120 100 80 60 40 20 0

2500,00

8

1

2

3

Re(N/mmkg)

4

5

Peso(Kg)

6

7

8

Espacio

Espacio

Figura 7.3.7. Resultados para cada espacio.

Figura 7.3.8 Resultados para cada espacio.

De la observación de los resultados obtenidos se concluye: 1. La forma de las solución óptima para cada espacio es parecida, incluyendo bajo número de perfiles en cada dirección y gran inercia. 2. Se aprecia para todos los casos que Nz>Nx. Esto es debido a que la rigidez a flexión de la estructura es más sensible a Nz que a Nx por estar los perfiles Nz apoyados en sus extremos. 3. A medida que aumenta la variable h en el espacio de búsqueda se observa que la estructura óptima toma el valor máximo de la misma.. Sin embargo se observa que a partir de una cierta altura (120 mm) la parrilla óptima no toma el máximo valor de h puesto que al tenerse que cumplir siempre la restricción de pandeo para la sección de los perfiles, al aumentar la altura debe aumentar el espesor y esto hace que se sature el crecimiento de la Re. 4. 5.

6.

Con respecto a los espesores de los perfiles se observa que para bajas alturas los perfiles Nz presentan mayores espesores que los Nx, mientras que para mayores alturas el fenómeno se invierte. En las figuras 8 y 9 se observa que a medida que aumenta la altura (hasta 120 mm), disminuye la rigidez requerida de la parrilla porque aumenta fuertemente la rigidez RSsR, disminuye el peso y aumenta la Re de la estructura. La parrilla óptima para el caso que se está analizando debe ser aquella que cumpla con los requerimientos de rigidez y mínimo peso y además se adecue a los requerimientos de integración en el autobús completo. Por ello la máxima altura permitida es de 110 mm, por lo que la parrilla óptima es: Tabla 7.3.10 Configuración de parrilla que optimiza el problema planteado.

Nx 2

Nz 4

h 110

bx 12

bz 1 1 .7 5

R G R ID 2 1 4 8 .7 7

Re 7 6 .4 2

P e s o (k g ) 2 8 .1 3

Esta configuración de parrilla obtenida mediante red neuronal ha sido validada mediante elementos finitos obteniéndose un error en RGRID del 5% y en Re del 3%. Si sumamos la rigidez RGRID a la rigidez RSsR para una distancia entre pieles de 110 mm (RSsR=2439 N/ mm) se obtiene un RTOTAL de 4588 N/mm > 4500 N/mm.

1280


7.4 PREDICCIÓN DE LA RESISTENCIA RESIDUAL DE MATERIALES COMPUESTOS SOMETIDOS A IMPACTO Las cargas de impacto aplicadas a laminados de materiales compuestos pueden causar daño interno o superficial que se manifiesta en forma de rotura de fibras, delaminación, y agrietamiento de la matriz. Ese daño no es visible a simple vista y puede reducir la resistencia residual del laminado, por lo que su modelización es de vital importancia para las aplicaciones con materiales compuestos. Puesto que no se dispone de un método analítico que permita usar los datos experimentales obtenidos para predecir la resistencia residual, en esta aplicación se emplean redes neuronales para realizar dicha predicción a partir de una representación cuantitativa del estado de daño del laminado. Para la obtención de datos con los que entrenar la red neuronal se realizaron radiografías con rayos X de laminados que eran sometidos a cargas de impacto y cuasi-estáticas. Las imágenes así obtenidas fueron procesadas con diversas técnicas para determinar los parámetros de daño escogidos. Tras esto, los ejemplares eran sometidos a tensión cuasi-estática hasta la rotura. Los laminados utilizados en este estudio consistían de varias pieles de Fiberite IM7/977-2 Grafito/ Epoxi, apiladas del siguiente modo: [±60/04/±60/02]s. Se ensayaron dos tipos de laminados, denominados de Tipo III (en el que las fibras a 0º estaban alinadas en la dirección de carga) y de Tipo IV (en el que las fibras a 0º estaban dispuestas perpendicularmente a la direccion de carga).

7.4 Predicción de la resistencia residual de materiales compuestos sometidos a impacto

1281

La red neuronal escogida para esta aplicación fue del tipo backpropagation, y las 9 entradas posibles para caracterizar el estado de daño del laminado fueron: - Area neta de daño de la matriz. - Longitud total de la fractura de la fibra en las capas a 0º y a 60º. - La longitud de la zona de mayor fractura de fibra en las capas a 0º y a 60º. - La longitud media de la zona de fractura de fibra en las capas a 0º y a 60º - La desviación estándar de la longitud media en las capas a 0º y a 60º. Para evitar redundancia en los datos de entrada se realizaron estudios de correlación de estas variables con la resistencia residual observada en el laminado, entrenando varias redes neuronales con diferente número de entradas para identificar los parámetros que resultaban más significativos en la predicción. De este modo, dado que el número de patrones de entrenamiento no es muy elevado en este tipo de aplicaciones, reduciendo el número de entradas se reduce el número de pesos (es decir, el número de parámetros de ajuste) y las posibilidades de incurrir en la memorización en lugar de obtener la generalización buscada. Se entrenaron diversas redes tomando distintas combinaciones de las entradas posibles y una capa oculta de 10 neuronas saasdhasta alcanzar un error cuadrático medio de 0.001 en las predicciones o un número máximo de 8.000 iteraciones (Tabla 7.4.1). Tabla 7.4.1 Redes neuronales ensayadas para los laminados Tipo III.

Entradas

Nº Iteraciones

Error Cuadrático Medio Error Cuadrático Medio Entrenamiento (Gpa) Test (Gpa) 1, 3 8000 22.2222 47.830 2, 4 8000 4.970 62.508 1, 3, 5 619 2.317 44.755 2, 4, 5 717 2.317 46.474 1, 2, 3, 4 2746 2.317 45.656 1, 2, 3, 4, 5 1130 2.317 36.997 Entradas: 1 = Longitud total de la fractura de la fibra a 0º, 2= Longitud total de la fractura de la fibra a 60º, 3 = Longitud máxima de la fractura de la fibra a 0º, 4 = Longitud máxima de la fractura de la fibra a 60º, 5 = Area de daño de la matriz.

De la tabla se pueden extraer diversas consecuencias. Se observa que la red que mejor generaliza es la que tiene todas las entradas. También se aprecia que los datos de la fractura de fibra a 0º son más relevantes que los de 60º, debido a que están en la dirección en que se aplica la tensión. El área de daño de la matriz, que no tiene mucha correlación con la resistencia residual, resulta muy relevante al añadirse a las demás entradas.

1282


En la figura 7.4.1 se aprecia los resultados obtenidos en la predicción de laminados del Tipo III sometidos a carga cuasiestática (es decir, ejemplos similares a los que se utilizaron en el entrenamiento de la red neuronal) y sometidos a carga de impacto. Estos últimos difieren más en la predicción debido a que son casos que suponen una mayor generalización por parte de la red.

Laminados Tipo III

Resistencia residual observada (Gpa)

1100

Carga cuasiest át ica

1050

Carga de Impact o

1000 950 900 850 800 800

850

900

950

1000

1050

1100

Resistencia residual predicha (GPa)

Figura 7.4.1 Predicción de resistencia residual para laminados del Tipo III. Un estudio similar se realizó con los laminados del Tipo IV, obteniéndose resultados similares. Sin embargo, en este caso se observa que son más relevantes las entradas relacionadas con la fractura de fibras a 60º, puesto que en este tipo de laminado las fibras a 0º están alineadas perpendicularmente a la dirección de tensión y no contribuyen significativamente a la resistencia. Los autores [1] realizaron un estudio posterior de «podado» de la red. Este prodecimiento consiste en eliminar aquellas conexiones entre neuronas que no sufren mucho cambio a lo largo del aprendizaje. De este modo se consiguen redes con menos parámetros de ajuste, mejorando la capacidad de generalización. Con este estudio consiguieron mejorar el error máximo cometido en las predicciones. Referencias 1.

Highsmith, A.L., Keshaw, S. «Using Measured Damage Parameters to Predict the Residual Strength of Impacted Composites:A Neural Network Approach». Journal of Composites Technology & Research, JCTRER, Vol. 19, No. 4, October 1997, pp. 195-201.

7.5 Algoritmos genéticos

1283

7.5 ALGORITMOS GENÉTICOS 7.5.1 Introducción Los algoritmos genéticos (GA – Genetic Algorithms) son métodos adaptativos que se utilizan para resolver problemas de búsqueda y optimización. Están basados en los procesos genéticos que se dan en los organismos biológicos. Como expuso Charles Darwin en El origen de las especies, las poblaciones de individuos evolucionan según los principios de selección natural y de supervivencia del individuo más idóneo. Imitando este proceso, los algoritmos genéticos son capaces de hacer evolucionar soluciones a problemas del mundo real, una vez que estas soluciones han sido codificadas adecuadamente. Los principios básicos de los algoritmos genéticos fueron establecidos por Holland en 1.975 [1], y simulan aquellos procesos esenciales para la evolución de poblaciones de seres vivos. Aunque los fundamentos son claros, todavía se investiga qué procesos biológicos son esenciales para la evolución. En la naturaleza, los individuos de una población compiten con los demás por comida, agua y refugio. Los mejores individuos tienen más posibilidades de supervivencia y de reproducción, mientras que los más débiles producirán poca o ninguna descendencia. Esto significa que los genes de los individuos que se adaptaron mejor se extenderán por las siguientes generaciones. La combinación de estas buenas características de diferentes progenitores pueden hacer que los hijos tengan mejor adaptación que los padres, haciendo que la especie evolucione adaptándose mejor a su entorno.

1284


Los algoritmos genéticos trabajan con una población de individuos en la que cada uno representa una posible solución a un problema dado. A cada individuo se le asigna una puntuación de idoneidad según lo buena que sea la solución que represente. Por ejemplo, la puntuación en el caso de un laminado de material compuesto podría ser el cociente resistencia/peso asociado con un posible diseño del laminado. Los individuos con mayor puntuación reciben mayores oportunidades para reproducirse al cruzarse con otros individuos. Esto produce nuevos individuos que comparten algunas características tomadas de cada uno de los padres. Por el contrario, los miembros de la población con menor puntuación mueren sin producir descendencia. Una nueva población de posibles soluciones se origina a partir de la selección de los mejores individuos y su emparejamiento. La nueva generación contiene una mayor proporción de las características que poseían los mejores miembros de la generación anterior. Siguiendo este proceso, tras muchas generaciones las mejores características se han extendido a toda la población, mezclándose e intercambiándose con otras buenas características. De este modo se exploran las zonas más prometedoras del espacio de búsqueda. Los algoritmos genéticos no garantizan que se encuentre la solución óptima global, pero sí que resultan una buena técnica encontrando soluciones aceptables en un tiempo también aceptable.

7.5.2 Codificación Para utilizar algoritmos genéticos es necesario poder representar una posible solución a un problema como un conjunto de parámetros. En la optimización de un laminado, los parámetros podrían ser los espesores de las láminas y las orientaciones de las mismas. Cada uno de los parámetros que constituyen la solución se denomina gen, y juntos constituyen un cromosoma. En la formulación inicial, para codificar cada parámetro se emplea un alfabeto binario. De este modo, se tiene una representación binaria (debidamente escalada) con el número de dígitos necesario para cada gen por separado, y el aspecto del cromosoma es el de la figura 7.5.1. Sin embargo, no está claro que la representación binaria sea mejor o peor que otras con un alfabeto de más símbolos.

1

0

1

0

0

0

1

0

1

1

1

0

Figura 7.5.1 Ejemplo de cromosoma que consta de 3 genes. En genética, el conjunto de parámetros representado por un cromosoma particular se denomina genotipo. El genotipo contiene la información necesaria para construir un organismo, que se denomina fenotipo. La idoneidad de un individuo depende de la evaluación del fenotipo, que se puede deducir del genotipo al aplicarle la función de idoneidad.

7.5.3 Función de idoneidad La función de idoneidad debe especificarse para cada problema que se desee resolver. Al aplicarse a un cromosoma devuelve un valor de idoneidad, que se supone proporcional a la capacidad del individuo representado por ese cromosoma. Para un problema de optimización numérica de una función, la idonei-


1285

dad vendría dada por la función misma a optimizar. Sin embargo, en el caso del diseño de un laminado, se podría perseguir optimizar la resistencia específica, el coste, etc. o alguna combinación de ellas. Idealmente, se busca que la función de idoneidad sea una función suave y regular, de modo que los cromosomas con buena puntuación estén cerca de los que tengan una puntuación algo mejor (en el espacio de parámetros). Lo que sucede es que para muchos problemas esto no es posible. Si se desea que la búsqueda funcione bien, deberían construirse funciones de evaluación que no tuvieran demasiados máximos locales o que no tuvieran un máximo global muy aislado. Otros inconvenientes se encuentran al abordar problemas de optimización combinatorial, en los que es posible que debido a restricciones del problema algunos de los cromosomas representen soluciones no válidas y deban tener puntuación nula. Una posible solución es usar una función de castigo, en el que la idoneidad es del tipo (constante - castigo), donde castigo viene dado por el número de restricciones que viola el cromosoma. Cuando la función de idoneidad más adecuada es muy costosa de calcular, es posible emplear una aproximación, resultando más ventajoso evaluar más cromosomas de forma aproximada con una función más sencilla que un cromosoma de manera exacta.

7.5.4 Reproducción Durante esta fase los individuos son seleccionados y recombinados, dando lugar a la descendencia que constituirá la siguiente generación. Existen varias técnicas para seleccionar a los individuos y asignarles probabilidades de reproducción. Lo más habitual es crear un “saco de apareamiento”, donde se disponen copias de los individuos en función de su idoneidad. Los individuos de mayor idoneidad poseen mas copias que los menos adaptados. Después, se escogen al azar parejas de individuos y se aparean. Esto se repite hasta que no quedan más en el saco. El comportamiento del algoritmo genético depende muy fuertemente de cómo se seleccionan los individuos que irán al saco de apareamiento, por lo que existen varias posibilidades: -

Seleccionar solamente el mejor individuo.

-

Seleccionar unos pocos de entre los mejores.

-

Seleccionar todos con mayor probabilidad cuanto mejor sea su evaluación.

-

Seleccionar el individuo que tiene mejor evaluación de entre un grupo tomado al azar, etc.

Una vez escogidos dos padres, sus cromosomas se recombinan usando los operadores genéticos de cruzamiento y mutación. En su forma más sencilla, el operador de cruzamiento toma dos individuos, corta sus cromosomas en un posición aleatoria, y empalma sus mitades cruzándolas según se aprecia en la figura 7.5.2. El punto de corte suele caer entre dos genes y conservarlos enteros, aunque es posible partir genes dando lugar a una dinámica más complicada. Generalmente, el operador cruzamiento se aplica con una probabilidad de valor típicamente entre 0.6 y 1.0. Si no se aplica el cruzamiento, los padres se copian sin alterarse a la siguiente generación. Por el contrario, la mutación se aplica con una probabilidad mucho menor (del orden de 0.001) a cada hijo, produciendo la alteración aleatoria de un gen por otro en la misma posición (figura 7.5.3).

1286


Primera Generación 1:

Segunda Generación 1:

Primera

Segunda

Generación 2:

Generación 2:

Figura 7.5.2. Esquema del operador de cruzamiento. Existen operadores de cruzamiento más complicados, como son el operador de cruzamiento por dos o más puntos, el cruzamiento uniforme, etc. La elección del operador de cruzamiento también tiene gran influencia en el rendimiento del algoritmo genético. La función del operador mutación es la de permitir la búsqueda por todo el espacio de entrada, permitiendo localizar otros máximos que se encontraran alejados. En la optimización por algoritmos genéticos se dan dos características muy importantes: la exploración y la explotación. La exploración se refiere a buscar por todo el espacio de variables de entrada, procurando no dejar ninguna región sin visitar, aunque sea vagamente. Esto se consigue en gran medida debido a la mutación. Por otro lado, la explotación se refiere a la búsqueda más exhaustiva que se produce en las zonas que resultan más prometedoras, debiéndose principalmente al cruzamiento entre los individuos más idóneos.

Prim era Generación

Segunda Generación

Figura 7.5.3 Esquema del operador de mutación.

7.5.5 Convergencia Una vez obtenida la siguiente generación se vuelve a aplicar el proceso de evaluación de los individuos, selección y reproducción. Así se van creando sucesivas generaciones cada vez más idóneas hasta que se estabiliza la evolución y se tiene una población de soluciones que satisfacen las restricciones. Si el algoritmo genético se ha implementado correctamente, la población evolucionará a lo largo de las generaciones observándose que la puntuación del mejor individuo y la puntuación media se irán incrementando hacia el valor máximo global (figura 7.5.4). Se dice que un gen ha convergido cuando el 95% de la población tiene el mismo valor para ese gen, y se dice que la población ha convergido cuando todos los genes han convergido.


1287

Figura 7.5.4 Evolución de la población a lo largo de las generaciones. Gran parte de la investigación en algoritmos genéticos se ha concentrando en encontrar reglas empíricas para conseguir un buen rendimiento. No existe una teoría totalmente aceptada que explique por qué los algoritmos genéticos tienen las propiedades que presentan, aunque hay hipótesis que explican parcialmente su éxito. Las más aceptadas son las siguientes: •

Teorema del esquema: Un esquema es un patrón de los valores de un gen que se puede representar en codificación binaria como una cadena de caracteres en el alfabeto {0, 1, #} (donde # representa tanto un 0 como un 1). El orden de un esquema viene dado por el número de # que contiene. Un cromosoma como el “1010” contiene los esquemas “10##”, “#0#0”,”##1#”, entre otros. El teorema del esquema fue enunciado por Holland y afirma que, si se asume que la buena puntuación de un individuo se debe a que contiene buenos esquemas, pasando esos buenos esquemas a la siguiente generación se incrementa la probabilidad de encontrar soluciones mejores.

•

Hipótesis de bloque constitutivo: Según Goldberg [2], la potencia de los algoritmos genéticos se debe a la capacidad que poseen para encontrar buenos bloques constitutivos, definidos como esquemas de pequeña longitud que contienen bits que funcionan bien juntos y mejoran la idoneidad del individuo. Un buen método de codificación de soluciones es el que facilita la formación de bloques constitutivos al disponer próximos en el cromosoma los genes que tienen más relación, mientras que se codifica buscando que los genes tengan poca interacción. La interacción entre genes de un cromosoma se denomina epistasis, y suele indicar que la contribución de un gen a la puntuación depende del valor de otros genes del cromosoma.

•

Exploración y explotación: Los algoritmos genéticos poseen estas dos características que hacen que una herramienta de optimización sea eficiente. El balance de las dos tendencias es crítico para evitar problemas como la deriva genética (convergencia de la población debida a la acumulación de errores estocásticos aún siendo la función de idoneidad constante), que deben evitarse aumentando el ritmo de mutación sin llegar a producir que la búsqueda se convierta en aleatoria.

Mas información acerca del funcionamiento de los algoritmos genéticos se puede encontrar en [3-36].

1288


7.5.6 Aplicaciones Las aplicaciones más comunes de los algoritmos genéticos se suelen encontrar en los siguientes campos: -

Optimización de funciones numéricas: los algoritmos genéticos se han aplicado tradicionalmente en este área, mejorando los resultados alcanzados con técnicas de optimización convencionales cuando se trata de funciones discontinuas, multimodales, …

-

Procesamiento de imagen: en el alineado de imágenes, y en la combinación de imágenes, como por ejemplo, en la generación de retratos robot.

-

Optimización combinatorial: resolución del problema del viajante, disposición de patrones en la industria textil para minimizar la generación de retales inservibles, generación de horarios de trabajo con restricciones, …

7.5.7 Optimización de laminados con algoritmos genéticos Como se ha dicho anteriormente, los algoritmos genéticos se utilizan hoy en día como una potente herramienta de optimización, dado que aunque sus requerimientos computacionales son elevados, las prestaciones alcanzadas en la realización de microprocesadores hacen posible su simulación. En la optimización de un laminado se busca obtener la mayor resistencia con el menor número de láminas. El número de variables implicadas es muy elevado: espesor de las láminas, orientación de las láminas, secuencia de apilamiento, propiedades mecánicas de los materiales, etc, y encontrar el mínimo de la función que recoge todas estas variables es complicado, al tratarse de una función multimodal (es decir, se trata de una función que presenta multitud de mínimos locales). Si suponemos un ejemplo de aplicación sencillo, en el que tomamos las condiciones de contorno y de carga constantes y todas las láminas del mismo material, las características que diferenciarán a un individuo de otro de la población serán la disposición, la orientación y el espesor de las láminas. Suponiendo que el laminado se carga, por ejemplo, en flexión 3 puntos y se encuentra apoyado en solo dos extremos opuestos, la función de evaluación debe recoger principalmente los coeficientes de seguridad del laminado a flexióncortadura plana. Para recoger también la importancia del número de láminas en lo que podría ser un proceso de fabricación posterior, se puede añadir a la función de evaluación un término que haga decrecer la idoneidad del individuo al aumentar el número de capas. El problema fundamental en este planteamiento es el de encontrar una manera eficiente de codificar a cada individuo, de modo que se facilite la evaluación y la posterior búsqueda por el espacio de las variables de entrada. Un modo posible de codificación consistiría en emplear cromosomas de distinta longitud en función del número de capas (obviamente, habría que limitar de algún modo la longitud posible del cromosoma, por ejemplo, a 16 láminas). Si asumimos que sólo trataremos con laminados simétricos, necesitaremos codificar únicamente la mitad del laminado, con lo que nuestro cromosoma constará de 8 genes. Cada gen codificará la orientación y el espesor de cada lámina, y su posición dentro del cromosoma corresponderá a su lugar de apilamiento en el laminado visto desde arriba (figura 7.5.5). Tomando como orientaciones posibles solamente 0º, 45º, 90º y -45º, la parte del gen que codifica la orientación puede realizarse a partir de un alfabeto de 4 únicos símbolos (por ejemplo A, B, C, D). Del


1289

mismo modo, si tomamos como posibles espesores de las láminas 3 valores distintos, asignamos un alfabeto de 3 símbolos a la parte del gen que representa el espesor de la lámina (tomamos 1, 2, 3). La representación del laminado de la figura 7.5.5 es según estos criterios: [0 (2), 45 (1), -45 (2), 90 (1), 0 (1), 90 (3) , -45 (2), 45 (1)]s

Figura 7.5.5 Ejemplo de laminado. Y expresándolo en una única cadena para formar un cromosoma: [ A 2 B 1 D 2 C 1 A 1 C 3 D 2 B 1 ]S donde cada gen está formado por la pareja letra-número y representa una lámina de un determinado espesor. En este caso, los operadores de cruzamiento intercambiarían unas láminas por otras, si suponemos el gen como indivisible, mientras que las mutaciones producirían un cambio de orientación o de espesor de una lámina determinada. La evaluación de cada laminado consistiría en estimar el valor de Tsai-Wu para cada laminado sometido a flexión 3 puntos y apoyado como se ha descrito, obteniéndose este valor a partir del cálculo de tensiones a las que queda sometido. Dentro de la optimización del Tsai-Wu, se premiaría a los laminados que constaran de un menor número de capas. Veamos el proceso de evaluación de un cromosoma cuando se realiza un ensayo de flexión 3 puntos con una longitud y carga determinadas de tal forma que se obtiene una distribución de tensiones normales y de cortadura plana en la sección crítica del mismo orden, gracias a que la relación entre la longitud y el espesor máximo del laminado es menor que 10 (l/t<10). De esta forma nos aseguramos que en el laminado óptimo van a existir láminas tanto a 0º como a +/-45º. Con esta longitud entre apoyos y esta carga se calcula el momento flector máximo (Mmax), que se da en el centro de la viga, y el cortante máximo (Vmax). Estos valores son constantes para todos los laminados. Tanto Mmax como Vmax se reparten por lámina en función de la rigidez de las mismas (E1) y en función de la posición de cada lámina con respecto al eje neutro (I1). Las expresiones que se usan son las siguientes:

Mi =

( E1 I 1 ) i * M n

∑ (E i =1

I )

max

1 1 i

(Ec. 7.31)

1290

Vi =


( G 12 A ) i * V máx n

∑ (G i =1

12

A) i

(Ec. 7.32)

Con estos valores de momento por lámina (Mi) y cortante por lámina (Vi) se calculan las tensiones s11 y t12 por lámina. Asimismo, se puede calcular s22 para cada lámina usando el coeficiente de Poisson en cada lámina (n12) siguiendo el proceso que se especifica.

ε 11 =

σ 11 E1

⇒ ε 22 = −ν 12 ε 11 ⇒ σ 22 = E 2ε 22

(Ec. 7.33)

Con los valores de s11, s22, y t12 de cada lámina se introducen en el criterio de Tsai-Wu usando las resistencias de cada lámina en función de su orientación. De esta forma podemos calcular el coeficiente mínimo de seguridad por lámina. Partiendo de una población inicial de individuos, y evolucionando en busca de mejores soluciones, se converge a una población en la que distintos laminados obtienen valores de idoneidad similares, siendo posibles soluciones de diseño. Referencias 1. Beasley, D., Bull, D.R., Martin, R.R. «An overview of genetic algorithms: Part 1, Fundamentals; Part 2, Research Topics». University Computing, 15, 1993. 2. Goldberg, D.E. «Genetic Algorithms in search, optimization and machine learning». AddisonWesley, 1989. 3. Back, T., Hoffmeister, F., Schwefel, H.P. «A survey of evolution strategies». Proc 4th International Conference on Genetic Algorithms, Morgan-Kaufmann, 1991. 4. Baker, J. «Adaptive selection methods for genetic algorithms». Proc. International Conf. on Genetic Algorithms and Their Applications. J. Grefenstette, ed. Lawrence Erlbaum, 1985. 5. Booker, L. «Improving search in genetic algorithms». Genetic Algorithms and Simulating Annealing, L. Davis, ed. Morgan-Kaufmann, pp. 61-73, 1987. 6. Bridges, C., Goldberg, D. «An analysis of reproduction and crossover in a binary-coded genetic algorithm». Proc. 2nd International Conf. on Genetic Algorithms and Their Applications. J. Grefenstette, ed. Lawrence Erlbaum, 1987. 7. Davis, L.D. «Handbook of Genetic Algorithms». Van Nostrand Reinhold, 1991. 8. DeJong, K., Sarma, J. «Generation Gaps Revisited». Foundations of Genetic Algorithms -2-, D. Whitley, ed. Morgan-Kaufmann, 1993.


1291

9. Fitzpatrick, J.M., Grefenstette, J.J. «Genetic Algorithms in Noisy Environments». Machine Learning, 3(2/3): 101-120, 1988. 10. Fogel, L.J., Owens, A.J., Walsh, M.J. «Artificial Inteligence Through Simulated Evolution». John Wiley, 1966. 11. Schwefel, H.P. «Numerical Optimization of Computer Models». Wiley, 1981. 12. Starkweather, T., Whitley, D., Mathias, K. «Optimization Using Distributed Genetic Algorithms». Parallel Problem Solving from Nature, Springer Verlag, 1991. 13. Wright, A. «Genetic Algorithms for Real Parameter Optimization». Foundations of Genetic Algorithms. G. Rawlins, ed. Morgan-Kaufmann, 1991. 14. Brindle, A. «Genetic Algorithms for function optimization». PhD thesis, University of Alberta, 1981. 15. Bagchi, S., Uckun, S., Miyabe, Y., Kawamura, K. «Exploring problem-specific recombination operators for job shop scheduling». R.K. Belew and L.B. Booker, editors, Proceedings of the Fourth International Conference on Genetic Algorithms, págs. 10-17. Morgan-Kaufmann, 1991. 16. Bunday, B.D. «Basic optimisation methods». Edward Arnold, 1984. 17. Caldwell, C., Johnston, V.S. «Tracking a criminal suspect through «face-space» with a genetic algorithm». R.K. Belew and L.B. Booker, editors, Proceedings of the Fourth International Conference on Genetic Algorithms, págs. 416-421. Morgan-Kaufmann, 1991. 18. Davis, L, Coombs, S. «Genetic algorithms and communication link speed design: theoretical considerations». J.J. Grefenstette, editor, Proceedings of the Second International Conference on Genetic Algorithms, pages 252-256. Lawrence Erlbaum Associates, 1987. 19. DeJong, K. «Adaptive system design: a genetic approach». IEE Trans SMC, 10: 566-574, 1980. 20. Fogarty, T.C. «Rule-based optimization of combustion in multiple burner furnaces and boiler plants». Engineering Applications of Artificial Intelligence, 1(3):203, 209, 1988. 21. Holland, J.H. «Adaption in Natural and Artificial Systems». MIT Press, 1975. 22. Davidor, Y. «A genetic algorithm applied to robot trajectory generation». Davis, L. editor, Handbook of Genetic Algorithms, chapter 12, págs. 144-165. Van Nostrand Reinhold, 1991. 23. Eshelman, L.J. «Bit-climbers and naive evolution». GA-Digest, 5(39):-, December 1991. 24. Grefenstette, J.J. «Incorporating problem specific knowledge into genetic algorithms». L. Davis, editor, Genetic Algorithms and Simulated Annealing, chapter 4, págs. 42-60. Pitman, 1987. 25. Hartl, D.L. «A primer of population genetics». Sinauer Associates Inc., 1988.

1292


26. Koza, J.R. «Genetic Programming: On the programming of computers by means of natural selection». MIT Press, 1992. 27. Louis, S.J., Rawlins, G.J.E. «Designer genetic algorithms: genetic algorithms in structure design». R.K. Belew and L.B. Booker, editors, Proceedings of the Fourth International Conference on Genetic Algorithms, págs. 53-60. Morgan-Kaufmann, 1991. 28. Spears, W.M., DeJong, K. «An analysis of multi-point crossover». G.J.E. Rawlins, editor, Foundations of Genetic Algorithms, págs. 301-315. Morgan-Kaufmann, 1991. 29. Syswerda, G. «Schedule optimization using genetic algorithms». L. Davis, editor, Handbook of Genetic Algorithms, chapter 21, págs. 332-349. Van Nostrand Reinhold, 1991. 30. Vose, M., Liepins, G. «Schema disruption». R.K. Belew and L.B. Booker, editors, Proceedings of the Fourth International Conference on Genetic Algorithms, págs. 237-242. Morgan-Kaufmann, 1991. 31. Maynar Smith, J. «Evolutionary Genetics». Oxford University Press, 1989. 32. Michalewicz, Z., Janikow, C.Z. «Handling constraints in genetic algorithms». R.K. Belew and L.B. Booker, editors, Proceedings of the Fourth International Conference on Genetic Algorithms, págs. 151-157. Morgan-Kaufmann, 1991. 33. Schaffer, J.D., Caruna, R.A., Eshelman, L.J., Das, R. «A study of control parameters affecting online performance of genetic algorithms for function optimization». J.D. Schaffer editor, Proceedings of the Third International Conference on Genetic Algorithms, págs. 51-60. Morgan-Kaufmann, 1989. 34. Beasley, D., Bull, D.R., Martin, R.R. «A sequential niche technique for multimodal function optimization». Evolutionary Computation, 1(2):101-125, 1993. 35. Shultz, A.C., Grefenstette, J.J. «Improving tactical plans with genetic algorithms». Proc. IEEE Conf. Tools for AI, págs. 328-344. IEEE Society Press, 1990. 36. Miller, G.F., Todd, P.M., Hedge, S.U. «Designing neural networks using genetic algorithms». Proc. 3rd Int. Conf. on Genetic Algorithms, Morgan-Kaufmann, págs. 379-384, 1989.

7.6 Lógica borrosa

1293

7.6 LÓGICA BORROSA 7.6.1 Introducción La lógica difusa o borrosa (fuzzy logic) fue desarrollada a mediados de los años 60 por el profesor L. Zadeh de la Universidad de Berkeley [1]. Extendió los principios de la lógica multivaluada desarrollada por Lukasiewicz en los años veinte a la teoría de conjuntos, estableciendo la posibilidad de que los elementos pudieran tener diferentes grados de pertenencia a un conjunto. Introdujo el término de conjunto fuzzy (borroso) y desarrolló un álgebra completa para estos conjuntos. Sin embargo, no se vio la aplicación práctica de esta teoría hasta los años setenta, cuando Mamdani [2] aplicó la lógica borrosa a un sistema de control de vapor. La finalidad de la lógica borrosa es tratar adecuadamente la información imprecisa del mundo real. Nuestras decisiones diarias no se basan en datos de entrada concretos o exactos (denominados a veces crisp), sino que decidimos con base a unas reglas que consideramos acertadas en mayor o menor grado. Por ejemplo, decidimos salir de casa con abrigo si hace frío. Pero, ... ¿qué consideramos frío?. Si se preguntara a varias personas acerca de cuál es la temperatura que consideran como fría, las respuestas obviamente serían múltiples, variando desde unos pocos grados bajo cero hasta algo menos de la temperatura ambiente ideal. Obsérvese como no se puede afirmar que el rango de temperaturas frías es desde, por ejemplo, 0 º C hasta 10 º C. Las temperaturas inferiores a este rango serían consideradas muy frías con bastante seguridad, y temperaturas superiores al intervalo serían templadas. Sin embargo, el problema se encuentra en establecer esos límites. No se puede asegurar que 10 º C es la máxima temperatura que se considera fría, pues entonces 10.5 º C ya no sería una temperatura fría, y sin embargo el cuerpo humano tendría seguramente la misma sensación térmica en los dos casos.

1294


La solución a este problema parte de aceptar que una temperatura no tiene por qué ser fría o no fría, sino que puede ser considerada fría en un porcentaje y no fría (templada, o caliente) en otro porcentaje distinto. Esto no es posible en la lógica convencional bivaluada (lógica booleana), donde los elementos pertenecen o no a un conjunto. Sin embargo, en lógica borrosa, un elemento puede pertenecer a varios conjuntos en mayor o menor grado. Esto se ajusta mucho más a nuestra manera de pensar, donde la información de nuestro entorno es imprecisa (figura 7.6.1). La lógica borrosa, a través de la teoría de conjuntos borrosos, es un formalismo que permite enunciados que no son verdaderos o falsos al cien por cien, sino que poseen un cierto grado de verdad. La lógica booleana se considera pues un caso particular de la lógica borrosa.

Lógica booleana Lógica difusa

Figura 7.6.1 Representación de la principal diferencia entre la lógica booleana y la borrosa. El mayor campo de aplicación de la lógica difusa lo constituye el desarrollo de controladores borrosos (fuzzy controllers) que operan aplicando relaciones tipo si-entonces (if-then) de modo análogo a como lo haría un experto. Los controladores borrosos comenzaron a utilizarse en la industria japonesa, donde se consiguieron notables éxitos; uno de los más destacados fue en el metro de la ciudad de Sendai. Hoy en día se desarrollan todo tipo de aparatos inteligentes: lavadoras que ajustan el programa de lavado según la suciedad de la ropa, aspiradores que ajustan la potencia según la cantidad de polvo del suelo, sistemas de freno que tienen en cuenta la velocidad del vehículo y la adherencia de los neumáticos, etc. Actualmente, esta tecnología se ha extendido a todo el mundo y supone una industria multimillonaria. A lo largo de esta introducción presentaremos las bases de la teoría de conjuntos borrosos y veremos los pasos a seguir en el desarrollo de un controlador basado en lógica borrosa.

7.6.2 Teoría de conjuntos borrosos En la teoría de conjuntos convencional, dado un conjunto S, la función característica del conjunto fS se define:

l q

fS : S ⎯ ⎯→ 0,1 fS ( x ) =

RS1, si x ∈ S T0, si x ∉ S

(Ec. 7.34)

7.6 Lógica borrosa

1295

Esta representación de un conjunto mediante la función característica no es apropiada para describir algunas propiedades del mundo real. Por ejemplo, surge un problema si queremos describir la propiedad “caliente” de esta manera, pues no existe una temperatura x con la que se pueda decir que un objeto está caliente, y que con x-1 sea considerada no caliente. Una solución es generalizar la definición de función característica a la de conjunto borroso, de modo que los resultados estén en el intervalo [0,1] en lugar de en el conjunto {0,1}. Dado un universo de discurso X para una variable x, se define un conjunto borroso F en U al especificar una función de pertenencia o inclusión µ : X →[0,1], donde µF(x) representa el grado en el que un x ∈ X F pertenece al conjunto borroso F (figura 7.6.2).

Conjunto F

1 0.8

Conjunto soportado F

0.5

Conjunto F0.8 0 Puntos de cruce Figura 7.6.2 Elementos de un conjunto borroso. La especificación de un conjunto borroso conlleva algunas definiciones. Se define el conjunto soportado por F como el conjunto de todos los valores x ∈ X para los que µF(x) > 0. Los puntos de cruce son aquellos valores para los que µF(x) = 0.5. Se denomina conjunto α-corte Fα al conjunto de todos los puntos x ∈ X para los que µF(x) > α. La diferencia conceptual entre las dos lógicas queda reflejada en la figura 7.6.3, donde se muestran los conjuntos clásicos y borrosos para el ejemplo de la temperatura: templado

templado

caliente

caliente

1

1

0

0 15

30

45

15

30

Figura 7.6.3. Ejemplos de conjuntos borrosos y no borrosos.

45

1296


Observamos que, mientras en la lógica booleana una temperatura de 30.1º C sería caliente, una de 29.9º C sería templada; con lo que un controlador podría realizar acciones sustancialmente diferentes. Sin embargo en el caso de los conjuntos borrosos, las dos temperaturas de 30.1 y 29.9º C pertenecen a los conjuntos de templado y caliente, pero en distinta medida, lo que conserva la idea de que ambas temperaturas están próximas. Un controlador basado en lógica difusa presentaría un comportamiento más suave respecto a estos cambios. Resulta fundamental la idea de que un valor determinado puede pertenecer a más de un conjunto borroso, teniendo distintos grados de pertenencia. La forma de las funciones de pertenencia es variada, siendo las más comunes triangulares, trapezoidales y singletones (figura 7.6.4). Se emplean éstas debido a que son sencillas de tratar para cálculos de los microcontroladores, mientras que otras funciones, aunque resultaran ser más adecuadas para describir el fenómeno, requerirían cálculos más complicados o la ayuda de tablas sin conseguirse un rendimiento sustancialmente mejor.

Triangular

Trapezoidal

Singletón

Figura 7.6.4 Tipos de conjuntos borrosos. Puesto que la lógica borrosa pretende tratar con el lenguaje natural, resulta importante la definición de lo que se entiende como variable lingüística. Este concepto se refiere a aquella variable que puede tomar por valor términos del lenguaje natural como algo, bastante, casi nula, … que son las etiquetas que identifican un conjunto borroso determinado. Dada una variable lingüística como Temperatura, un grupo de conjuntos borrosos distribuidos a lo largo de su universo de discurso constituyen una partición borrosa de esa variable. Un ejemplo de partición borrosa para la variable Temperatura se puede ver en la figura 7.6.5.

muy fría

0

5

fría

10

templada caliente

15

20

25

muy caliente

30

35

T(ºC)

Figura 7.6.5 Partición borrosa de la variable Temperatura.

7.6 Lógica borrosa

1297

Cuando se hace la partición borrosa para el diseño de un controlador se suelen tomar un número de conjuntos impar (habitualmente entre 3 y 7), exigiendo que la partición cubra todo el universo de discurso de interés y que los conjuntos no se solapen en más de un 50%. Se pueden realizar operaciones borrosas entre conjuntos borrosos, siendo las básicas el complemento, la unión y la intersección (figura 7.6.6): -

Complemento

µA-(x) = 1- µA(x)

-

Unión

µA∪B(x) = máx [µA(x), µB(x)]

-

Intersección

µA∩B(x) = mín [µA(x), µB(x)]

Estas definiciones pueden generalizarse, dando lugar a las llamadas Conormas y Normas que cumplen las leyes de Morgan de la lógica clásica, y observándose que la teoría clásica puede considerarse un caso particular de la teoría borrosa.

Complemento

Unión

Intersección

Figura 7.6.6 Operaciones borrosas. Las operaciones entre conjuntos posibilitan la inferencia y la aplicación de reglas borrosas, habitualmente del tipo IF … THEN …, pudiendo tomar las proposiciones valores intermedios entre verdadero y falso. De este modo, las reglas borrosas combinan uno o más conjuntos borrosos de entrada (llamados antecedentes o premisas) y les asocian un conjunto borroso de salida (llamado consecuente). Generalmente, las reglas borrosas permiten expresar el conocimiento del que se dispone acerca de la relación entre antecedentes y consecuentes, y se agrupan en una base de reglas. Usualmente, y cuando su número lo permite, estas bases de reglas suelen representarse en tablas como se verá mas adelante.

7.6.3 Controladores borrosos El mayor campo de aplicación de la lógica borrosa es, como se ha dicho anteriormente, el diseño de controladores borrosos. La mayor ventaja de estos sistemas es que requieren poca potencia computacional, pues las operaciones que realizan son sencillas, con lo que resultan muy rápidos y permiten operación en tiempo real. También es importante la facilidad de adaptación que poseen y la capacidad de incorporar de manera sencilla el conocimiento de los expertos. Por último, un sistema borroso es capaz de modelar cualquier proceso no lineal. El esquema más habitual de un controlador borroso se muestra en la figura 7.6.7.

1298


CONTROLADOR BORROSO Base de reglas

X Borrosificador

Y Desborrosificador

Dispositivo de inferencia borrosa

Figura 7.6.7 Esquema de un controlador borroso. Un controlador basado en lógica borrosa consta de tres etapas: borrosificación de las entradas, aplicación de las reglas borrosas y desborrosificación de la salida. En la borrosificación se convierte un dato exacto proveniente del exterior en un valor borroso y en la desborrosificación se realiza el proceso inverso para obtener un valor exacto de salida. Vamos a ver un ejemplo de cómo se realizaría un controlador borroso para modelar una función desconocida. Supongamos que queremos controlar un péndulo inverso [3]. Tenemos como entradas el ángulo θ que forma el péndulo con la vertical y su velocidad angular ω, y como salidas la fuerza F que debe ejercer el motor del carro para que el péndulo no caiga (ver figura 7.6.8). Nuestro objetivo es mantener el péndulo sin caerse, aunque no conocemos la forma explícita de la función F( θ, ω) de la fuerza a aplicar en cada instante.

Figura 7.6.8 Controlador basado en lógica borrosa para un péndulo inverso. El primer paso es dividir el universo de discurso de cada variable (tanto de entrada como de salida) en conjuntos borrosos. En este caso se han tomado particiones de cinco conjuntos para cada variable, siendo los nombres de los conjuntos: NG (negativo grande), NP (negativo pequeño), Z (cero), PP (positivo pequeño) y PG (positivo grande). La elección de estos nombres suele estar bastante estandarizada. Los conjuntos borrosos se muestran en la figura 7.6.9. Se han tomado el universo de discurso en el intervalo [100, 100], de modo que tanto las entradas como las salidas deberán escalarse a este intervalo.

7.6 Lógica borrosa

1299

NG

NP

Z

PP

-100

PG

100

Figura 7.6.9 Partición borrosa escogida para las variables θ, ω y F. A continuación, se crea la matriz de reglas borrosas. Existen distintas maneras de expresar las reglas borrosas, pero las que más directamente recogen el conocimiento previo del sistema son las de tipo Mamdani. Las reglas utilizadas en este caso se hallan dispuestas en forma de tabla en la figura 7.6.10. La mayor parte de estas reglas son muy intuitivas, como por ejemplo la regla 13, que indica que si el ángulo de inclinación es cero y la velocidad angular es cero, la fuerza a aplicar debe ser nula. Otra regla, la que ocupa la posición 9, dice que cuando el ángulo es positivo pequeño y la velocidad negativa pequeña, se debe ejercer una fuerza pequeña negativa para equilibrar el péndulo.

θ

ω

NG

NP

Z

PP

PG

Ej. Regla 17: Si θ es NP y

NG

NG

NP

NP

NP

NP

ω es PP, entonces F es PP

NP

NP

Z

PP

NP

Z

Z

NP

PP

Z

PG

PP

PP

Z

PP

PP

Z

PP

PG

PP

PP

PP

PP

PG

Figura 7.6.10 Conjunto de reglas para el control del péndulo inverso. El tipo de borrosificación, desborrosificación y el tipo de inferencia empleadas en este ejemplo se explican considerando un estado concreto del sistema. Supongamos que en un instante tenemos unas entradas θ=10, ω= -5. El proceso realizado por el FLC es el siguiente:

•

Borrosificación:

θ = 10 pertenece en un 0.4 al conjunto PP y en un 0.6 al Z. Para todos los demás conjuntos de la partición tiene una pertenencia nula. Análogamente, ω = -5 pertenece en un 0.8 al conjunto Z y en un 0.2 al NP, no perteneciendo a los demás conjuntos de la partición (figura 7.6.11).

1300


NG

NP

Z PP

PG

θ=10 Figura 7.6.11. Borrosificación de una variable de entrada.

•

Aplicación de las reglas borrosas: Debido a las pertenencias no nulas a dos conjuntos de cada variable de entrada, las reglas que tendrán consecuente distinto de cero serán las reglas 8, 9, 13 y 14 de la figura 7.6.10. Por simplificar, sólo tendremos en cuenta las reglas 9 y 13 en este estudio, aunque se procedería igual para el resto de reglas.

Supondremos que la implicación borrosa se realiza mediante la conocida como regla del mínimo, que indica que el consecuente tiene el grado de verdad igual al menor grado de pertenencia de los antecedentes, truncando los conjuntos borrosos de salida a los valores obtenidos de la premisa (figura 7.6.12).

NG

NP

Z PP

PG

NG

NP

Z PP

PG 0.8 0.6

θ=10

ω=-5

Figura 7.6.12. Aplicación de la regla 13 de la base de reglas. Esto significa que la regla 13 se cumple en un grado de verdad igual a mín{0.6,0.8}=0.6. Procediendo del mismo modo para la regla 9, se observa que se cumple en un grado igual a mín{0.4,0.2}=0.2 (figura 7.6.13). Tras evaluar las reglas se obtienen los conjuntos de salida correspondientes a las reglas aplicadas, que son los conjuntos borrosos truncados al valor en que se cumplen. La salida global del dispositivo de

7.6 Lógica borrosa

1301

inferencia borrosa es el conjunto borroso que resulta de la unión de los obtenidos de cada regla. Sólo resta el obtener un valor exacto de salida desborrosificando el conjunto global obtenido.

NG

NP

Z PP

NG

PG

NP

Z PP

PG

0.4 0.2 ω=-5

θ=10

Figura 7.6.13 Aplicación de la regla 9.

•

Desborrosificación: En esta etapa se calcula un valor exacto de salida, que se escala convenientemente para obtener la fuerza F que aplicará el motor con el fin de mantener el péndulo en equilibrio.

La forma más habitual de desborrosificar es mediante el procedimiento de la media de centros, tomándose como valor exacto de salida el valor del centro de gravedad del área del conjunto borroso global, representado como el área sombreada en la figura 7.6.14.

NG

NP

Z PP

PG

0.6 0.2

7.5 Figura 7.6.14 Ejemplo de desborrosificación por el centro de gravedad. En este caso concreto se obtiene una salida F = 7.5. Tras aplicar esta fuerza al carro, se tomarían los nuevos valores de θ y ω al cabo de un instante y se volvería a repetir el proceso. Hay que recordar que estas operaciones se realizan de modo inmediato por los controladores de lógica borrosa existentes hoy en día. Ha sido posible obtener la superficie de control que resuelve este problema sin conocer la expresión matemática exacta. Visto de otra forma, se ha obtenido una función a partir de las ideas intuitivas que se tenían, habiendo podido expresarlas en nuestro lenguaje natural.

1302


Es posible tomar otros tipos de inferencia borrosa, otros modos de construcción de reglas y otros tipos de desborrosificación, originando de este modo multitud de controladores borrosos con diversas capacidades. También existen otros modelos de controladores más complejos capaces de aprender a lo largo de su operación (optimizando sus conjuntos de reglas, la forma de las funciones de pertenencia, etc.) haciendo uso de redes neuronales e incluso de los algoritmos genéticos, que se describen en la siguiente sección.

7.6.4 Aplicaciones El mayor campo de aplicación de la lógica borrosa está en el desarrollo de controladores y sistemas expertos, hoy en día presentes en todo tipo de electrodomésticos. También se ha utilizado la lógica borrosa en el control de procesos industriales y en el modelado de sistemas no lineales. Por destacar algunas aplicaciones: -

Informática: desarrollo de software, procesamiento de datos.

-

Transportes: sistemas de transmisión y frenado de automóviles, regulación de consumo.

-

Industria: robots, visión artificial, procesamiento de señales.

-

Economía: análisis de mercados y riesgos, sistemas de decisión.

-

Microelectrónica: fabricación de chips.

Mas información acerca de los fundamentos y aplicaciones de los sistemas borrosos puede encontrarse en las referencias [4-43].

7.6.5 Aplicación de la lógica borrosa al control de la inyección en un máquina de RTM En este apartado se presenta una posible aplicación de un controlador de lógica borrosa para la dosificación de catalizador en el flujo de resina de poliéster acelerada en una máquina estándar de RTM (Resin Transfer Molding) para la inyección de un determinado tipo de piezas. La pieza que se ha elegido para esta aplicación es un capó de un automóvil de lujo. Se ha elegido esta pieza por ser suficientemente grande para que se pueda aprovechar la efectividad del controlador según se va a explicar a continuación y porque se trata de una serie de piezas media que puede ser asumida por un proceso de fabricación de piezas estructurales ligeras como el proceso RTM. Los materiales que se van a usar para la fabricación de estas piezas son preformas de tejido equilibrado 0/90 de vidrio de bajo gramaje y mat de hilos cortados de vidrio, impregnados con resina de poliéster.

7.6 Lógica borrosa

1303

En una máquina estándar de RTM para aplicaciones con resina de poliéster existe un depósito en el que se almacena la resina acelerada, generalmente con Octoato de Cobalto aunque existen otros aceleradores igualmente efectivos. En el proceso de inyección se intercala entre el depósito de resina acelerada y el molde un depósito de catalizador (peróxido de MEK) el cuál es introducido al flujo mediante una bomba que usualmente posee un determinado tipo de regulación discreta que controla la cantidad de catalizador adicionada. Al aumentar la cantidad de catalizador varía la reacción de polimerización de la resina obteniéndose menores tiempos de gel, hasta una determinada cantidad para la que se satura la reducción del tiempo de gel de la resina. En las siguientes gráficas se presentan las curvas de reactividad de la resina de poliéster Estratil AL-100 variando el porcentaje de catalizador adicionado(peróxido de MEK).

Figura 7.6.15 Variación de la temperatura para diferentes proporciones de catalizador y acelerador. Lo que se pretende al incluir el controlador de lógica borrosa es regular de forma continua la cantidad de catalizador que se añade a la resina de forma que se pueda controlar el tiempo de gel y de polimerización de cada porción de resina que se inyecta.

1304


En el caso de la pieza que se ha elegido, el control de ambos tiempos característicos de la reactividad de la resina es importante para: - Asegurar que se produce un llenado completo de la pieza. Si se produjera la gelificación de la resina de forma prematura sería imposible el llenado completo de la pieza. Por tanto al comienzo de la inyección interesa añadir pequeñas cantidades de catalizador para que el tiempo de gel de esta resina sea alto. - Reducir el tiempo de desmoldeo de la pieza. Sólo se puede desmoldear después del curado completo de la resina. Debido a esto, interesa ir aumentando progresivamente la cantidad de catalizador adicionada para que las últimas cantidades de resina inyectadas curen lo antes posible, y de esta forma se reduzca el tiempo de desmoldeo de la pieza, lo que permite afrontar series medias como es la del capó de un vehículo de lujo. Es importante indicar dos aspectos de interés: - El rango de variación de los tiempos de curado y de gelificación está acotado. Hay que tener en cuenta que la reactividad del curado de la resina debe producirse de tal manera que se produzca un curado completo y efectivo alcanzándose valores adecuados de rigidez, resistencia, deformación máxima, temperatura de deformación bajo carga, etc. -Aunque se indique que la variación de la cantidad de catalizador es continua hay que tener en cuenta que la variación se va a producir por lotes de resina, para que se pueda producir una correcta homogeneización de la misma y así obtener tiempos de gel y de curado en la inyección similares a los de las pruebas de reactividad. Se van a situar en el molde dos sensores de fibra óptica que van a controlar el frente de avance de la resina. Teniendo en cuenta que la pieza es prácticamente plana y cuadrada y que la inyección es central en un punto, se prevee que el flujo sea similar al que se presenta en la simulación de elementos finitos de la figura 7.6.16.

Figura 7.6.16 Vista de la simulación de llenado del capó mediante RTM con un punto central de inyección

7.6 Lógica borrosa

1305

El controlador de lógica borrosa recibirá dos entradas: la diferencia entre las temperaturas registradas en los dos sensores situados en el molde, y el tiempo transcurrido desde el comienzo de la inyección. A partir de los valores instantáneos de estas dos variables, se obtendrá como salida una variación en la cantidad de catalizador que se está adicionando. Los universos de discurso de las tres variables se particionan cada uno en conjuntos borrosos, como se indica en la figura 7.6.17 (se podrían emplear más conjuntos si se deseara un control más fino, pero mantenemos un número bajo de conjuntos por simplicidad). P

M

G

P

1

M

G

1

∆T NG

NP

t (s) C

PP

PG

1

∆ cat

Figura 7.6.17 Conjuntos borrosos para las variables de entrada y salida del controlador Los valores que delimiten los conjuntos borrosos dependerán del caso concreto. En el caso de la diferencia de temperaturas, los puntos de soporte para los conjuntos Pequeño, Mediano y Grande se extraerían de las curvas mostradas en la figura 7.6.15. Para el tiempo transcurrido, dependerían del tiempo total que durara la inyección y también de las curvas mencionadas. Finalmente, para los conjuntos borrosos correspondientes a la variable de salida, los valores que definen cada conjunto borroso dependerían de los rangos que permitiera nuestra máquina de RTM. La base de reglas que gobierna el comportamiento general del controlador está recogida en la figura 7.6.18. Se han tomado pocos conjuntos borrosos por claridad, con lo que las reglas resultantes son bastante intuitivas. Unas particiones más finas o la consideración de otras variables complicarían rápidamente las reglas que deberíamos indicar al sistema. En este caso las reglas que componen la base son nueve: - SI ∆ T es pequeño y tiempo transcurrido es pequeño, ENTONCES ∆ catalizador es cero - SI ∆ T es pequeño y tiempo transcurrido es mediano, ENTONCES ∆ catalizador es positivo pequeño - SI ∆ T es pequeño y tiempo transcurrido es grande, ENTONCES ∆ catalizador es positivo grande - SI ∆ T es mediano y tiempo transcurrido es pequeño, ENTONCES ∆ catalizador es negativo pequeño - SI ∆ T es mediano y tiempo transcurrido es mediano, ENTONCES ∆ catalizador es cero

1306


- SI ∆ T es mediano y tiempo transcurrido es grande, ENTONCES ∆ catalizador es positivo pequeño - SI ∆ T es grande y tiempo transcurrido es pequeño, ENTONCES ∆ catalizador es negativo grande - SI ∆ T es grande y tiempo transcurrido es mediano, ENTONCES ∆ catalizador es negativo pequeño - SI ∆ T es grande y tiempo transcurrido es grande, ENTONCES ∆ catalizador es cero

∆T

t (s)

∆ cat

P

M

G

P

Z

NP

NG

M

PP

Z

NP

G

PG

PP

Z

Figura 7.6.18 Base de reglas del controlador borroso El mecanismo de inferencia empleado en este caso sería el mismo que en el ejemplo del péndulo inverso descrito anteriormente: para cada valor concreto de la diferencia de temperatura y del tiempo transcurrido, se aplican las reglas implicadas y se desfuzzifica el valor de salida empleando el método del centro de gravedad. Con eso se obtiene el valor concreto en el que se ha de modificar la cantidad de catalizador que se está añadiendo en cada instante determinado para conseguir un llenado completo de la pieza en el menor tiempo posible.

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7.6 Lógica borrosa

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7.6 Lógica borrosa

1309

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CAPITULO VIII APLICACIONES

8.1 AERONÁUTICA 8.1.1 Aeronáutica civil

Fig. 8.1.1 Airbus 340 , 4000 Kg de materiales compuestos se utlilizan actualmente en la fabricación del A340 (13% del peso total del avión). Una de las novedades que presenta este modelo es un depósito de combustible integrado en los estabilizadores horizontales que permite nivelar su carga para optimizar la eficiencia en vuelo. El conjunto está fabricado en fibra de carbono/epoxi mediante colocación automática. La utilizacion de materiales compuestos en aeronaútica se justifica por la necesidad del ahorro de peso

1311

1312

Capítulo VIII. Aplicaciones

Fig. 8.1.2 Boeing 777. Un amplio conjunto de elementos de este avión están fabricados con materiales compuestos. Entre ellos se destacan los estabilizadores horizontales y el empenaje vertical en carbono endurecido-epoxi, el timón de dirección y de profundidad en carbono-epoxi y los carenados de los actuadores de los alerones y flaps en carbono-aramida-epoxi

Fig. 8.1.3 Airbus A300-600 ST Supertransporter . Posee una capacidad de carga de 45000 Kg. Una de las novedades que presenta este modelo es el suelo encargado de soportar la carga, fabricado mediante una estructura sandwich de nucleo de nido de abeja de aramida y pieles de fibra de vidriopoliimida

8.1 Aeronáutica

1313

Fig. 8.1.4 Tiltrotor comercial BA609, producto de Bell Helicopter Textron (Fort Worth, Texas) y Agusta (Cascina Costa, Varese, Italia) realizado integramente en materiales compuestos de carbonoepoxi (actualmente en desarrollo)

Fig. 8.1.5 Jetcruzer. El fuselaje está realizado en dos piezas mediante una estructura sandwich con núcleo de nido de abeja de aramida y pieles de fibra de carbono-epoxi preimprenado

1314


Fig. 8.1.6 Velero. Su estructura está fabricada integramente en materiales compuestos carbono/epoxi.

Fig. 8.1.7 Hélice de propulsión. Estructura sandwich fabricada en RTM, compuesta por un núcleo de espuma de poliuretano con pieles de fibra de carbono-epoxi y una capa exterior de un tejido híbrido carbono-vidrio-epoxi

8.1 Aeronáutica

1315

Fig. 8.1.8 Construcción del fuselaje del Jet Premier I de Raytheon Aircraft Co. Estructura sandwich construida mediante colocación automática, compuesta por un núcleo de celda de abeja de aramida y pieles de fibra de carbono-epoxi preimpregnado

8.1.2 Aeronáutica militar

Fig. 8.1.9 F-22 Raptor. Contiene 150 piezas fabricadas mediante RTM en fibra de carbonobismaleimida, en estructura y componentes del motor

1316


Fig. 8.1.10 Bombardero B-2. El requerimiento de invisibilidad al radar y sus altas prestaciones mecánicas hacen necesaria en este modelo la utilización de un volumen de materiales compuestos sin precedentes en la aviación militar

Fig. 8.1.11 Helicóptero de combate RAH-66 Comanche. Su estructura portante está compuesta por un 73,1 % de materiales compuestos, para conseguir la invisibilidad al radar y a las armas de búsqueda por foco de calor

8.1 Aeronáutica

1317

Fig. 8.1.12 Avión de carga C-17 Globemaster III. Su estructura contiene 12.000 Kg. de materiales compuestos, y posee una capacidad de carga de 85.000Kg

1318


8.2 ESPACIO

Fig. 8.2.1 Transbordador espacial X-34. Su estructura está fabricada integramente en materiales compuestos, debido a los requerimientos de bajo coeficiente de expansión térmica, elevadas rigidez y reistencia específicas y reducción de peso.

8.2 Espacio

1319

Fig. 8.2.2 Lanzadera espacial. Los tanques de combustible están realizados en fibra de carbono/epoxi preimpregnado mediante un proceso de enrollamiento continuo en fase seca

Fig. 8.2.3 Nave X-38 de la NASA. Destinada al retorno de la tripulación de las estaciones espaciales a la Tierra. Su estructura secundaria exterior está fabricada mediante paneles sandwich con núcleo de espuma fenólica sintáctica y pieles de fibra de carbono-cianatoéster preimpregnado

1320


Fig. 8.2.4 Satélite de comunicaciones. La estructura secundaria está realizada en fibra de carbono/ epoxi debido a los requerimientos de permeabilidad a las ondas electromagnéticas y reducción de peso (cada 0,5 kg se ahorran 10.000 US$)

8.3 Automóvil turismo

1321

8.3 AUTOMÓVIL TURISMO

Fig. 8.3.1 Suelo de la quinta generación del Chevrolet Corvette, fabricado con fibra de vidrio y estructuras sandwich de núcleo de madera de balsa. Los materiales compuestos se utilizan en la automoción por su capacidad de generar series largas (SMC, BMC, RIM), bajo coste, mayor ligereza y mejor amortiguación de ruidos y vibraciones

1322


Fig. 8.3.2 El Jeep Cherokee presenta numerosos componentes en materiales compuestos fabricados mediante RTM, como el portón trasero, las puertas y la capota, obteniendo calidades superficiales equivalentes a los materiales metálicos de modelos anteriores

Fig. 8.3.3 Culata del motor V-8 del Ford Mustang del 96 fabricado en Nilon reforzado con un 35 % de fibra de vidrio, lo que se traduce en una reducción del 60 % en peso, y en una mayor eficiencia del motor debido a la baja conductividad térmica del material. Este material es muy resistente a las altas temperaturas

Fig. 8.3.4 Estructura del asiento posterior del Mercedes Clase C. Las ventajas respecto a la estructura metálica anterior son una diminución del peso en un 40 % y una mayor simplicidad en el proceso productivo

8.4 Transporte terrestre

1323

8.4 TRANSPORTE TERRESTRE 8.4.1 Vehículo industrial

Fig. 8.4.1 Los materiales compuestos son muy utilizados en la fabricación de cabinas de vehículos industriales: el Aeromax Ford clase 8 utiliza 220 Kg. de SMC; el T2000 clase 8 Kenworth, 400 Kg. de SMC y el Volvo 220 entorno a 300 Kg., todo ello en vidrio-poliéster

1324


Fig. 8.4.2 Semirremolque frigorífico. Las paredes, el suelo y el techo están fabricadas con materiales compuestos debido a los requerimientos de aislamiento térmico, elevadas rigidez y resistencias específicas y aligeramiento de la tara

8.4.2 Autobús

Fig. 8.4.3 Advanced Technology Transit Bus. Estructura fabricada mediante RTM asistido por vacío en vidrio-viniléster. 250 piezas metálicas han sido sustituidas por cuatro de materiales compuestos. El ahorro de peso y la resistencia a la corrosión son los principales argumentos en el transporte terrestre

8.4 Transporte terrestre

1325

Fig. 8.4.4 Delantera de autobús interurbano. Actualmente se realiza la estructura mediante RTM en fibra de vidrio y resina fenólica, reduciendo el número de piezas a una, incluyendo el salpicadero

8.4.3 Ferrocarril

Fig. 8.4.5 Testero de Ferrocarril Metropolitano, fabricado en fibra de vidrio/ poliéster. En este caso las grandes dimensiones de las piezas y sus curvaturas hacen que este sistema de material sea el más competitivo en coste frente al acero

1326


Fig. 8.4.6 Cuadro de mandos del tren de alta velocidad francés (TGV) realizado integramente en fibra de vidrio y matriz fenólica, por requerimientos de comportamiento al fuego y al humo

8.4.4 Otros sistemas de transporte

Fig. 8.4.7 El actual parque de jaulas de butano español (entorno a 80.000 unidades) incorpora barras de cierre realizadas mediante pultrusión de fibra de vidrio/vinilester. Su resistencia al impacto es muy superior al perfil de acero

8.5 Marina

1327

8.5 MARINA

Fig. 8.5.1 Mástil-Sensor de la US Navy. Fabricado mediante Scrimp en dos piezas de fibra de vidrio/ epoxi. Tiene 26 m de altura, 10 m de anchura y pesa 40 Tm. Incorpora en su interior equipos de comunicaciones por lo que la permeabilidad a las ondas electromagnéticas es un requerimiento

1328


Fig. 8.5.2 Casco de cazaminas. Está realizado mediante un laminado sólido de fibra de vidrio/ poliéster debido al carácter amagnético de este material así como su alta resistencia al choque de las explosiones submarinas

Fig. 8.5.3 Barco español de competición para el Desafío Copa América. Se trata de una estructura monocasco fabricada íntegramente en carbono-epoxi preimpregnado. El peso y la resistencia son esenciales en esta aplicación

8.5 Marina

1329

Fig. 8.5.4 Catamarán de Jet-Services. Es una estructura fabricada íntegramente en materiales compuestos de fibra de vidrio/poliéster

1330


8.6 INDUSTRIA MILITAR

Fig. 8.6.1 Tubo lanza-misiles. Se fabrican mediante un proceso de enrollamiento continuo con vidrio/ epoxi y se utilizan moldes de altas prestaciones para obtener óptimas calidades superficiales interiores

8.6 Industria militar

1331

Fig. 8.6.2 Lightweight Multipurpose Shelter (LMS). Vehículo blindado aligerado de la U.S. Army, fabricado integramente con paneles sandwich de pieles de carbono/aramida con epoxi y núcleos de nido de abeja. Es un sistema altamente resistente al impacto

Fig. 8.6.3 Placa para blindaje. Fabricada en vidrio/epoxi preimpregnado, posee unas óptimas prestaciones en cuanto a absorción de impactos de alta energía y peso se refiere

1332


Fig. 8.6.4 Casco para ejército de tierra. Fabricado en aramida-epoxi preimpregnada posee unas óptimas prestaciones en cuanto a impactos de baja energía y peso

8.7 Energía

1333

8.7 ENERGÍA

Fig. 8.7.1 Turbinas de túnel de viento del National Full-Scale Aerodynamics Complex en Ames Research Center (NASA). Cada turbina desarrolla una potencia de 22500 caballos de vapor y gira a una velocidad de 180 rpm. Estas turbinas fueron reparadas mediante preimpregnados de tejido de carbono y matriz epoxi, aplicándose bolsa de vacío y curado en autoclave

1334


Fig. 8.7.2 Soporte para el almacenamiento de energía. Está fabricado con una combinación de carbono-epoxi en las zonas exteriores y vidrio/epoxi en las zonas cernanas al eje de acero. El peso es fundamental en esta aplicación

Fig. 8.7.3 Generador de energía eléctrica. La palas generadoras están fabricadas de vidrio/epoxi preimpregnado o por el proceso de moldeo por contacto. En este caso, la rigidez, la resistencia mecánica, la resistencia a la corrosión y la ligereza son importantes

8.7 Energía

1335

Fig. 8.7.4 Generador de energía eléctrica. La particular geometría de las palas generadoras axiales permiten la fabricación de las mismas mediante pultrusión

1336


8.8 CONSTRUCCIÓN E INGENIERÍA CIVIL

Fig. 8.8.1 Puente peatonal sobre el río Tay, Escocia. Presenta las siguientes dimensiones: 60 m de luz, 2,2 m de anchura y 17 m de altura máxima. Se ha construido mediante perfiles de pultrusión multicelular y uniones tipo «hueso de perro» en fibra de vidrio/poliéster y cables de aramida

8.8 Construcción e ingeniería civil

1337

Fig. 8.8.2 Puente para el tránsito de vehículos. Está integramente fabricado con perfiles de pultrusión de vidrio/poliéster lo que facilita el montaje y puesta en obra debido a la reducción de peso de estos perfiles frente a las vigas habituales de hormigón. La resistencia a la corrosión es el factor clave para sustituir al hormigón armado, donde se producen fallos debido a la corrosión de armaduras.

Fig. 8.8.3 Reparación de una viga de hormigón de un puente. Estas reparaciones se realizan con preimpregnados de carbono/epoxi adheridos a la superficie de la viga

1338


Fig. 8.8.4 Refuerzo anti-seismos de pilares de hormigón de puentes. Se realiza un embandado de los pilares con vidrio, vidrio/aramida y carbono sobre resina de epoxi con objeto de aumentar la resistencia sísmica del puente y alargar su vida útil

Fig. 8.8.5 Fachadas de edificios. Los materiales compuestos de matriz de cemento (GRC) se están usando cada vez más en el sector de la construcción en fachadas, construcciones permeables a las ondas electromagnéticas y en restauración

8.8 Construcción e ingeniería civil

1339

Fig. 8.8.6 Fachada del Hospital de Cataluña (Barcelona). Esta realizada íntegramente en elementos modulares de bajo coste y alta resistencia al medio ambiente en fibra de vidrio/poliéster teniendo una superficie total de 20000 m2

Fig. 8.8.7 Banco de América en Houston (Texas). La parte superior del edificio está realizada en vidrio/poliéster para alojar un amplio conjunto de antenas que resultarían anti-estéticas para el edificio si no se cubrieran con una estructura permeable a las ondas electromagnéticas

1340


Fig. 8.8.8 Tirantes superiores de la torre de comunicaciones de Collserola (Barcelona). Están fabricados en fibra de aramida debido a la permeabilidad a las ondas electromagnéticas procedentes de los equipos de comunicación alojados en la parte superior de la torre

8.9 Industria del petróleo

1341

8.9 INDUSTRIA DEL PETRÓLEO

Fig. 8.9.1 Plataforma petrolífera. El uso de materiales compuestos en este tipo de estructuras se ha incrementado notablemente en los últimos años debido a la posibilidad de reducir peso, lo que disminuye las dimensiones de los cilindros de flotación, y a la elevadaresistencia a la corrosión

1342


Fig. 8.9.2 Estructura parrilla usada en zonas de acceso de plataformas petrolíferas. Fabricada mediante perfiles de pultrusión de vidrio/resina fenólica. El uso de este tipo de resinas permite a la estructura superar la estricta normativa de fuego. En este caso es importante la resistencia a la corrosión y el anti-deslizamiento

Fig. 8.9.3 «Riser» de plataforma petrolífera, o elemento de bombeo del crudo. Fabricado en vidrio/ poliéster mediante enrollamiento continuo con aplilamiento multiángulo debido a la resistencia a la corrosión del material, flexibilidad, resistencia mecánica y ligereza

8.9 Industria del petróleo

1343

Fig. 8.9.4 Tubería de industria petrolífera. Fabricada en vidrio/poliéster mediante enrollamiento continuo con apilamiento multiángulo. Es importante en este caso, la alta resistencia a la corrosión.

1344


8.10 INDUSTRIA QUÍMICA

Fig 8.10.1 Torre de refrigeración metalotextil. Sobre una estructura de acero se ha construido una cubierta de fibra de poliéster/policloruro de vinilo debido a la elevada resistencia química del material

8.10 Industria química

1345

Fig. 8.10.2 Tubería enterrada. Fabricada en vidrio/poliéster por enrrollamiento continuo debido a la flexibilidad, resistencia mecánica, resistencia química y a la corrosión del material

Fig. 8.10.3 Silos de almacenamiento. Fabricados en fibra de vidrio/poliéster, mediante enrollamiento continuo la parte cilíndrica, y por el procedimiento de contacto a mano la parte cónica

1346


Fig. 8.10.4 Instalación para distribución de tuberías. Fabricadas en fibra de vidrio/poliéster, mediante enrollamiento continuo las partes cilíndricas, y por el procedimiento de contacto a mano los codos. En este caso, es esencial la resistencia química y a la corrosión del material

8.11 Deporte

1347

8.11 DEPORTE

Fig 8.11.1 Bicicleta de BMX. La utilización de materiales compuestos (RTM) conlleva la disminución del número de componentes notablemente, lo que permite incluso la fabricación de la estructura principal en una sola pieza, con el consiguiente ahorro económico y de peso

1348


Fig. 8.11.2 Snowboard. Generalmente están fabricados mediante una estructura sandwich de nucleo de madera o espuma, y pieles de vidrio/epoxi. La característica principal de estas pieles reside en la sustitución de los tejidos tradicionales por capas orientadas en distintos ángulos unidas entre si mediante stitching, lo que mejora la calidad superficial al eliminar el rizado de los tejidos, aumentando a su vez la resistencia interlaminar. Pueden incorporar también fibras de carbono en la dirección principal para aumentar la rigidez.

Fig. 8.11.3 Dentro de la alta competición, los materiales compuestos y fundamentalmente la fibra de carbono, tienen cada día más peso específico en el mundo del automovilismo. Carrocería y componentes de todo tipo son fabricados utilizando normalmente los procedimientos de contacto o RTM. Las partes curvas pueden ser fácilmente moldeables y se consiguen elevadas resistencias con bajo peso

8.11 Deporte

1349

Fig. 8.11.4 Las raquetas de tenis son un claro ejemplo de los beneficios que los materiales compuetos son capaces de ofrecer. La elevada relación rigidez/peso de la fibra de carbono ha convertido este material en algo habitual para la fabricación de dichos artículos

1350


8.12 ELECTRÓNICA

Fig. 8.12.1 Núcleo de alternador realizado en fibra de vidrio con resina de poliéster fabricado por el procedimiento de enrollamiento continuo

8.12 Electrónica

1351

Fig 8.12.2 Circuito impreso electrónico fabricado mediante preimpregnado de fibra de vidrio/epoxi. El caracter aislante del material es fundamental para el correcto funcionamineto de este tipo de aplicaciones

Fig. 8.12.3 Torre de transmisión de energía eléctrica. Fabricada en vidrio/poliéster (caracter dieléctrico) por el procedimineto de pultrusión. El ahorro en peso conseguido con respecto a la estructura de acero es de un 66%

1352


Fig. 8.12.4 Soporte de aparellaje eléctrico, realizado en fibra de vidrio con resina de poliéster mediante el procedimiento de SMC. La característica fundamental del material utilizado en esta aplicación es una vez más su caracter aislante

8.13 Varios

1353

8.13 VARIOS 8.13.1 Medicina

Fig. 8.13.1 Equipo de rayos X realizado en fibra de carbono con resina de epoxi fabricado por RTM. La característica fundamental del material para este tipo de aplicaciones es su transparencia a los rayos X

1354


8.13.2 Maquinaria Agrícola

Fig. 8.13.2 Maquinaria agrícola. Componentes fabricados en fibra de vidrio y resina de poliéster, lo que le confiere una gran resistencia a las agresiones del medio ambiente (humedad, corrosión, etc.)

8.13.3 Comunicaciones

Fig. 8.13.3 Soporte de radar. Fabricado en fibra de vidrio con resina de epoxi es una aplicación adecuada para materiales compuestos debido a las elevadas dimensiones y a la fácil moldeabilidad de las partes curvas

8.13 Varios

1355

8.13.4 Piscinas

Fig. 8.13.4 Piscina realizada en fibra de vidrio y resina de poliéster fabricada por el procedimiento de contacto a mano. Para este tipo de aplicaciones se deben utilizar resinas de gran resistencia a la absorción de agua

1356


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CAPITULO IX OTROS SISTEMAS DE MATERIALES COMPUESTOS

9.1 INTRODUCCIÓN Los avances en los sistemas de operación planificados por la industria requieren unas mejoras en las características de los materiales que van más allá de los actuales disponibles. Existen indicadores que nos anuncian la disparidad entre los requerimientos de los materiales y los diseños a los que se aplican. Los metales, las aleaciones y materiales cerámicos convencionales, no reúnen los requerimientos de los diseños más avanzados, y debido a sus propiedades inherentes, los continuos desarrollos e investigaciones no consiguen reunir las capacidades debidas. Esto ha traído consigo el desarrollo de una nueva familia de materiales que se diseñan a medida para extender sus límites de aplicación a las demandas actuales. Así, propiedades específicas, tales como fatiga, temperaturas de operación y estabilidad térmica reciben un fuerte impulso en cuanto a capacidades con estos nuevos materiales. Los más prometedores materiales de esta nueva familia son los sistemas carbono-carbono y los materiales compuestos de matriz cerámica, la mayoría de los cuales poseen extremadamente complejas interdependencias físicas que inhiben el proceso de formas, la efectividad de ensayos no destructivos y la capacidad de comprender su respuesta frente a varias cargas para obtener la máxima eficiencia en el diseño. En el estado actual de desarrollo, son relativamente costosos y en algunos casos difíciles de fabricar con un alto grado de fiabilidad. Sin embargo, su continuo desarrollo es esencial ya que presentan las propiedades idóneas para los sistemas más avanzados de la industria de hoy.

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Capítulo IX. Otros sistemas de materiales compuestos

Un renovado interés en los materiales cerámicos ha sido estimulado por el hecho de que los materiales compuestos carbono-cabono, son extremadamente difíciles de proteger frente a la oxidación, y los materiales compuestos de matriz metálica tienen limitación en las temperaturas de uso para aplicaciones de motores de altas prestaciones, donde las temperaturas usuales están por encima de las máximas admitidas por estos materiales. Los primeros avances en los materiales compuestos cerámicos trajeron consigo una decepción debido a la incapacidad de las matrices de alto módulo de transmitir la carga a las fibras. Estudios con materiales reforzados con fibra de vidrio en los cuales el módulo de la matriz era mas bajo comparado con el de las fibras, produjeron materiales compuestos con algo de refuerzo. Los materiales compuestos de matriz de vidrio prometen temperaturas de uso de hasta 1000ºC. Materiales compuestos cerámicos de alta temperatura reforzados con whiskers, están siendo investigados para aumentar la dureza de la cerámica. Los nuevos materiales ofrecen una selección de materiales compuestos que pueden ser utilizados en turbinas, componentes estructurales, y aisladores cuando la alta fiabilidad y mejora en condiciones de operación con oxidación a altas temperaturas imposibilita el uso de cerámicas convencionales, los cuales fallan catastróficamente. Los materiales compuestos de matriz metálica consisten en una base metálica que se refuerza con uno o más constituyentes, como fibras continuas de grafito, alúmina, carburo de silicio, o fibras de boro y materiales de grafito o cerámicos en forma de partículas o whiskers. En el caso de materiales compuestos reforzados con fibras continuas, la fibra es el constituyente dominante y la matriz metálica sirve como vehículo para transmitir la carga a la fibra de refuerzo. Los materiales compuestos que incorporan refuerzo discontinuo, son materiales donde la matriz es el constituyente dominante, formando una estructura endurecida por una pseudo dispersión de material de refuerzo. Las propiedades óptimas se pueden lograr en materiales compuestos de fibras continuas cuando éstas se orientan en una dirección determinada. Los materiales compuestos reforzados con partículas o whiskers tienden a tener un comportamiento isotrópico. Se han desarrollado mejoras significantes en las propiedades de las fibras, en especial en las fibras de grafito. La reducción de costos y las mejoras en la flexibilidad de los procesos de fabricación, son aspectos que se espera que se obtengan en estos materiales. Debido a los recientes avances tecnológicos de estos materiales, es difícil de asegurar con plena exactitud las propiedades definitivas de los mismos así como los procesos mas apropiados para su obtención. Es por ello que en este capítulo solo se incluyen aquellos materiales que han alcanzado un punto en los que es demostrable su aplicación práctica. Otro aspecto a tener en cuenta es la restricción que se tiene a la hora de obtener información de este tipo de materiales, debido a que la mayoría de ellos están en fase de desarrollo y otros están protegidos por razones de seguridad o confidencialidad.

9.2 Materiales compuestos de matriz metálica

9.2 MATERIALES METÁLICA

COMPUESTOS

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DE

MATRIZ

9.2.1 Materiales compuestos de matriz metálica con fibras continuas de boro 9.2.1.1 Introducción El boro es la fibra de refuerzo de más alto módulo y de mayor resistencia que se utiliza en aplicaciones de materiales compuestos de matriz metálica. Se ha investigado su uso con matrices de aluminio y titanio. La producción de materiales compuestos de aluminio reforzado con fibras de boro ha tenido un éxito aceptable y se ha desarrollado un extenso banco de datos de sus propiedades físicas y mecánicas. En la obtención de materiales compuestos de titanio reforzado con fibras de boro, ésta se somete a severas condiciones que degradan su rigidez y resistencia. Se añaden a la fibra películas superficiales o barreras de difusión para solucionar este problema, sin embargo, el material compuesto obtenido nunca ha alcanzado la realización comercial de los materiales compuestos de aluminio-boro. Es por ello que nos centraremos en el estudio de los materiales compuestos de aluminio con refuerzo de boro. Se puede encontrar información adicional de estos materiales en las referencias [1] y [2]. Se va a realizar una descripción del proceso químico de deposición de vapor utilizado para la fabricación de las fibras de boro, una descripción de las propiedades de la fibra, la forma de fabricar la preforma de la matriz metálica, las propiedades del material compuesto resultante y la enumeración de una serie de aplicaciones.

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9.2.1.2 Proceso de fabricación de las fibras de boro y sus propiedades El filamento de boro, entre todas las fibras de refuerzo de materiales compuestos, es el único disponible en cantidades de producción que combina una superior resistencia a tracción, compresión y flexión, un alto módulo y baja densidad. Posee una resistencia a tracción que sobrepasa los 3,45 GPa, una resistencia a compresión de alrededor de 6,9 GPa, un módulo elástico de 400 GPa y una densidad de sólo 2,5 g/cm3. El boro, que es el quinto elemento de la tabla periódica, no aparece libremente en la naturaleza, por lo tanto debe ser aislado de compuestos que contienen boro para poder ser utilizado en forma de fibras. Se han estudiado varios procesos de formación de la fibra de boro. Estos procesos incluyen la descomposición térmica del diborano, la formación de fibras a partir del boro fundido, y la deposición química de vapores de gases obtenidos de compuestos de boro (CVD, Chemical Vapor Deposition). El proceso CVD, se presenta como el más económico y técnicamente posible. El proceso químico de deposición de vapor (CVD). En la figura 9.2.1 se muestra un diagrama de la unidad básica de deposición. El módulo del reactor consiste en un tubo de deposición de vidrio que está dotado de unas entradas y salidas de gas, dos electrodos de mercurio, una fuente variable de corriente continua conectada a los dos electrodos, un sistema de fijación de substrato de tungsteno y una unidad de obtención del filamento de boro. El substrato de tungsteno, normalmente de 12,5 micras de diámetro, es movido a lo largo del reactor y calentado mediante la fuente variable de corriente continua. Antes de entrar en el reactor de deposición, el substrato de tungsteno se hace pasar por una zona de limpiado, en la cual el substrato de tungsteno se calienta hasta la incandescencia en una atmósfera de hidrógeno para eliminar de la superficie las sustancias contaminantes y los lubricantes residuales que se utilizan en el fijación sobre el alambre de tungsteno. Una mezcla estequiométrica de tricloro de boro e hidrógeno se introduce por la parte superior del reactor. Alrededor de los 1300ºC, un manto de boro se deposita sobre el tungsteno a través de la reacción: BCl3 + 3/2 H2 → B + 3 HCl

(Ec. 9.2.1)

Gases de escape compuestos de HCl, productos intermedios, y componentes sin reaccionar de H2 y BCl3 se eliminan por la salida de gases en la parte inferior del reactor y son procesados para eliminar y reciclar el BCl3 que no ha reaccionado. Los diámetros comunes de un filamento del reactor rondan entre las 100 micras y las 140 micras. El diámetro del filamento se puede modificar variando la proporción de paso del filamento.

Figura 9.2.1 Reactor de filamento de boro y perfil de temperatura


1367

Modificaciones en el filamento de Boro. Varias modificaciones sobre el filamento de boro estándar se han investigado con objeto de mejorar la resistencia a la temperatura, humidificabilidad (en matrices metálicas), y sus propiedades mecánicas además de disminuir el coste. Estas variaciones traen consigo la adición de recubrimientos superficiales de B4C o SiC, oxidación de los defectos superficiales y la sustitución del núcleo de tungsteno por un núcleo de carbono. Los recubrimientos de B4C y SiC mejoran significantemente la humidificabilidad y reducen la reactividad de la fibra en la matriz metálica. Debido al incremento de coste de esta fibra y del desarrollo de fibras de carburo de silicio potencialmente menos costosas y resistentes a la temperatura, la demanda de fibras de boro con estos recubrimientos superficiales a descendido hasta tal punto que ya no son disponibles comercialmente. Con el esfuerzo de reducir el coste global del filamento de boro, se han realizado trabajos encaminados a eliminar el núcleo actual de tungsteno de elevado coste por núcleo de carbono de menor coste. Estos trabajos tuvieron éxito, pero la inclusión de un núcleo de carbono de mayor diámetro, 33 micras frente a las 13 micras del núcleo de tungsteno, requirieron un subsecuente incremento del diámetro final de la fibra de boro para mantener una cantidad equivalente de boro en la sección transversal de la fibra. Por ejemplo, un diámetro de 107 micras de fibra de boro con núcleo de carbono fue necesario, para mantener el mismo contenido de boro en la fibra que una fibra equivalente de boro con núcleo de tungsteno de 100 micras de diámetro. El interés por tanto en esta nueva fibra de mayor diámetro fue mínimo, y aunque resultó ser menos costosa, los trabajos se paralizaron. Propiedades de la fibra. La resistencia de la fibra de boro se determina por la distribución estadística de defectos producidos durante el proceso de deposición. Los tipos de defectos más comunes son: huecos cercanos a la interfase entre el núcleo de tungsteno y el manto de boro, tensiones internas durante la deposición, y defectos superficiales, principalmente cristalinos o crecimiento de nódulos [1]. El histograma de la resistencia de la fibra no sigue una distribución normal, sino que sigue una distribución con una cola de bajas resistencias. La distribución queda mejor descrita con el estadístico de Weibull. En la figura 9.2.2 se puede observar el histograma típico de las resistencias de las fibras de boro, en el cual se observa una resistencia a tracción última media de aproximadamente 3,6 GPa con un coeficiente de variación del 15%. Estos valores han mostrado una mejora estacionaria en los últimos 15 años desde que estas fibras están disponibles comercialmente. Los valores iniciales mostraban resistencias medias de 3,1 GPa con coeficiente de variación del 20%. El módulo de las fibras por otra parte, muestra muy poca variación. Se considera más como una propiedad del material compuesto, dependiendo del substrato y del contenido en volumen de boro puro en la fibra. Para 100 micras de boro sobre tungsteno, el valor es 400 GPa. La figura 9.2.3 muestra la fractua de un material compuesto boro/aluminio. Su resistencia es muy superior a la del aluminio sin reforzar.

1368


Figura 9.2.2 Histograma típico de las resistencias a tracción de un filamento de boro

Figura 9.2.3. Fractura de un material compuesto boro/aluminio

9.2.1.3 Proceso de fabricación del material compuesto Una preforma consistente en filamentos de boro y una hoja de metal se utiliza normalmente para realizar un material compuesto de matriz metálica. El proceso básico consiste en una compresión en


1369

caliente de las fibras ordenadas entre las dos hojas de metal. A elevada presión, las hojas se deforman alrededor de las fibras adhiriendo estas a las fibras y adhiriendo las fibras entre si. Esta preforma entonces está preparada para ser laminada y formar estructuras. Algunas variaciones de este proceso consiste en la pulverización de plasma de metal sobre las fibras ordenadas para dar lugar a la preforma, continuando con el proceso de prensado para obtener la preforma de metal-boro. Más adelante, segmentos formados por un sandwich de hojas de metal y fibras se adhieren por difusión o pegado produciendo una preforma que es continua en la dirección de la fibra. Estas preformas se fabrican normalmente utilizando un diámetro de fibra de 14 micras. En la figura 9.2.4. se muestra el esquema típico del proceso de fabricación para producir materiales compuestos de aluminio-boro a partir de la preforma.

Figura 9.2.4 Proceso de fabricación típico para materiales compuestos de aluminio-boro Actualmente, el proceso de difusión-adhesión a alta presión es la única técnica de fabricación comercial utilizada para producir materiales compuestos de matriz metálica reforzados con fibras de boro. Otros procesos, como la fundición o pulvimetalurgia, han sido estudiados, pero debido a la degradación de las propiedades mecánicas del boro a elevadas temperaturas (la fibra de boro sin tratamiento superficial comienza a degradarse en matriz de aluminio a 525ºC), ninguno de estos procesos a elevada temperatura y baja presión son técnicamente factibles sin la utilización de tratamientos superficiales (B4C o SiC) muy costosos. Además, el desarrollo de nuevas fibras a altas temperaturas ha frenado el interés de desarrollo de nuevos procesos de fabricación menos costosos. Los materiales compuestos de matriz metálica reforzados con fibras de boro, contienen típicamente un porcentaje en volumen de fibra del 50%, aunque se han fabricado con éxito porcentajes comprendidos entre el 20% y 60%. Los tamaños de las láminas que se han obtenido oscilan desde una lámina hasta 100 y desde 305 mm x 610 mm, hasta 760 mm x 9200 mm. La figura 9.2.5 muestra la sección representativa de una placa de material compuesto boro-aluminio de 6 láminas unidireccionales.

1370


Figura 9.2.5 Microfotografía de la sección de un compuesto de aluminio-boro (a)x8.(b)x40

9.2.1.4 Propiedades del material compuesto La primera ventaja de los materiales compuestos de matriz metálica con fibras de refuerzo de boro sobre su equivalente los materiales compuestos de boro-epoxi, es la máxima temperatura de operación a la cual el material puede ser sometido. Por ejemplo, los materiales boro-alumnio muestran propiedades mecánicas efectivas hasta los 510ºC mientras su equivalente compuesto de boro-epoxi está limitado a los 190ºC. La figura 9.2.6 muestra la comparación entre las resistencias a tracción específicas de varios materiales con la temperatura.

Figura 9.2.6 Resistencia de materiales compuestos reforzados axialmente de boro vs. metales Como en todos los materiales compuestos, las propiedades mecánicas de los materiales compuestos de matriz metálica con fibras de boro dependen directamente de la secuencia de apilado. Las propiedades


1371

paralelas (longitudinales) a dirección de la fibra son aportadas principalmente por la fibra, mientras que las propiedades transversales (perpendiculares a la dirección de la fibra), son aportadas principalmente por la matriz. En una aplicación típica, tanto la orientación de las láminas como el número de láminas varía a través de la pieza final. Por esta razón, las propiedades mecánicas de estos materiales compuestos son anisótropas. Puesto que las fibras dominan en la dirección longitudinal, sus propiedades son muy elevadas, mientras que las propiedades en la dirección transversal son mucho mas bajas. Como cabría esperar, la aleación metálica y el tratamiento térmico tienen un pequeño efecto sobre las propiedades longitudinales, pero pueden ocasionar grandes variaciones en la dirección transversal. Es importante remarcar el casi comportamiento perfectamente elástico del material en la dirección longitudinal (dirección de las fibras), en oposición a la dirección transversal dominada por las propiedades de la matriz. Las tablas 9.2.1 y 9.2.2 muestran datos de ensayos mecánicos típicos disponibles de materiales compuestos de matriz metálica boro-aluminio. Es importante observar las propiedades quasi-isótropas para las direcciones longitudinal y transversal de los laminados de la tabla 9.2.2. Tabla 9.2.1 Propiedades de compuestos boro-aluminio (0º) con 50% en volumen de filamento de boro a temperatura ambiente

Unidades

Notación

Valor

M Pa

F tuL

1100

Última transversal a tracción

M Pa

F

tu

Última longitudinal a compresión

M Pa

F cuL

1215

Última transversal a compresión

M Pa

F cuT

159

Última a cortadura en el plano

M Pa

su

Última a cortadura interlaminar

M Pa

F isu

Última deformación longitudinal

µm/m

εtu L

5000-6000

µm/m

tu

6000-12000

Resistencias de diseño Última longitudinal a tracción

Última deformación transversal

F

ε

T

LT

T

110

69 126

Propiedades plásticas GPa

E tL

235

Módulo a tracción transversal

GPa

t

ET

138

Módulo a compresión longitudinal

GPa

E cL

207

Módulo a compresión transversal

GPa

E

c

131

Módulo a cortadura en el plano

GPa

G LT

66

Coeficiente de Poisson longitudinal

-

ν LT

0,23

Coeficiente de Poisson transversal

-

ν TL

0,17

Kg/m 3

ρ

2700

Coeficiente de expansión térmica longitudinal

µm/m/ºC

αL

5,8

Coeficiente de expansión térmica transversal

µm/m/ºC

αT

19,1

Módulo a tracción longitudinal

T

Constantes físicas Densidad

1372


Las propiedades mecánicas de estos materiales compuestos son dependientes con la temperatura ambiente. Las propiedades se ven menos afectadas en la dirección longitudinal (dirección de las fibras) que en la transversal, esto indica que para aplicaciones de altas temperaturas, el material compuesto es normalmente sensible en la matriz. Tabla 9.2.2 Propiedades de compuestos boro-aluminio en laminado cruzado (0º/90º) con 50% en volumen de filamento de boro a temperatura ambiente

Unidades

Notación

Valor

Última longitudinal a tracción

MPa

FtuL

483

Última transversal a tracción

MPa

FtuT

483

Última longitudinal a compresión

MPa

FcuL

607

Última transversal a compresión

MPa

FcuT

607

Última a cortadura en el plano

MPa

su

103

Última a cortadura interlaminar

MPa

Fisu

96

Última deformación longitudinal

µm/m

εtuL

6700

Última deformación transversal

µm/m

εtuT

-

Módulo a tracción longitudinal

GPa

EL

t

145

Módulo a tracción transversal

GPa

E tT

145

Módulo a compresión longitudinal

GPa

EcL

145

Módulo a compresión transversal

GPa

EcT

145

Módulo a cortadura en el plano

GPa

GLT

-

Coeficiente de Poisson longitudinal

-

νLT

-

Coeficiente de Poisson transversal

-

νTL

-

Kg/m3

ρ

2700

Coeficiente de expansión térmica longitudinal

µm/m/ºC

αL

-

Coeficiente de expansión térmica transversal

µm/m/ºC

αT

-

Resistencias de diseño

F

LT

Propiedades plásticas

Constantes físicas Densidad

Debido a sus características anisótropas, los materiales compuestos exhiben mecanismos de fallo a fatiga muy complejos. Bajo cargas cíclicas, los materiales compuestos de matriz metálica no se comportan como los metales. Su fallo a fatiga se caracteriza normalmente por numerosos daños a lo largo de la probeta que un predominante y único fallo o grieta, el cual, es a menudo el mecanismo de fallo observado en la mayoría de los materiales frágiles e isótropos. La forma de estos fallos es a menudo, la rotura de la matriz, delaminación, rotura de fibras y despegado entre láminas. Los laminados 0/90 generalmente muestran una reducción gradual de resistencia hasta la rotura. Esto contrasta con los laminados unidireccionales, el cual apenas muestra un cambio en la resistencia hasta inmediatamente antes de que se produzca la rotura. Esta pérdida de rigidez y resistencia en laminados 0/90 es debido al daño interno y puede ocurrir a cargas que están muy por debajo del límite último.


1373

9.2.1.5 Aplicaciones Aplicaciones con temperaturas de operación superiores a 175 o 204ºC han conducido al uso de materiales compuestos de matriz metálica reforzados con fibras de boro. En contraste con los materiales compuestos de matriz orgánica, los materiales compuestos de matriz metálica con fibras de boro se caracterizan por su alta resistencia y rigidez (en tracción, compresión y flexión), bajo peso, alta conductividad térmica, bajo coeficiente de expansión térmica, y relativamente alta temperatura de operación. La primera aplicación de materiales de aluminio-boro fue un soporte estructural tubular utilizado como refuerzo costillar en la sección media del fuselaje y equipo de prolongación del tren de aterrizaje de la lanzadera espacial. En esta aplicación, varios cientos de tubos de ensamblaje se fabricaron con collares de titanio y elementos de fijación para la lanzadera espacial. Los tubos de ensamblaje variaban de 25 a 67 mm de diámetro y de 609 a 1850 mm de longitud. La construcción de tubos en aluminio-boro dio como resultado un ahorro de peso del 44% sobre el diseño inicial realizado en aluminio. El material boro-aluminio está actualmente siendo vendido como disipador de calor o frío de placas de material soporte para microchips. Esta aplicación utiliza la alta conductividad térmica las propiedades de baja expansión térmica del boro-aluminio. El calor que es generado por el paquete de los cercanos chips semiconductores, es evacuado por el material compuesto de boro-aluminio. Debido a que este material posee un coeficiente de expansión térmica cercano al de los propios chips, esto produce una carga mucho menor en las soldaduras (que sujetan los chips al material soporte), debido a la expansión térmica que podría generar diferentes deformaciones como ocurre en las típicas realizadas en aluminio o cobre. Esto disminuye en gran medida la fatiga de las uniones, lo cual hace aumentar su vida de forma considerable. Los materiales de boro-aluminio también ofrecen la ventaja de que pueden ser diseñados de acuerdo a los requerimientos que la aplicación precise. Una aplicación potencial para la cual los materiales compuestos de alumnio-boro están siendo investigados es como material protector de neutrones. El boro elemental posee una elevada sección natural para absorción de neutrones. Recientes estudios han puesto de manifiesto que los materiales compuestos de boro de alta resistencia absorben más neutrones que cualquier material equivalente comercialmente disponible. Esto permite a los diseñadores reducir el peso y el volumen del material protector, mientras, al mismo tiempo, aumentan de forma extraordinaria su resistencia y rigidez. Algunas aplicaciones potenciales para este material son las relacionadas con el transporte de barriles de petróleo, sistemas de protección portátiles, depósitos de almacenamiento de combustible, barras de control, etc. Otras aplicaciones en las que el material compuesto de matriz metálica reforzado con fibras de boro está siendo investigado son: alabes de un motor a reacción, parte superficial de las alas de aviones, apoyos estructurales, componentes del dispositivo de aterrizaje, marcos de bicicletas, palos de golf, etc.

9.2.2 Materiales compuestos de matriz metálica con fibras continuas de carburo de silicio Existen algunos inconvenientes al uso de boro en materiales metálicos de matriz metálica. Por ejemplo, la fibra de boro reacciona rápidamente con el aluminio fundido [11] y las propiedades mecánicas del aluminio-boro obtenido por difusión-adhesión se degradan en largos periodos de exposición a temperaturas superiores a 480ºC. Como consecuencia, las fibras de boro no se pueden utilizar para aplicaciones de alta temperatura o en procesos de fabricación como la fundición o compresión a baja presión y alta temperatura los cuales podrían ser mas económicamente factibles. Estos inconvenientes han llevado al desarrollo de la fibra de carburo de silicio (SiC).

1374


9.2.2.1 Proceso de fabricación de las fibras de carburo de silicio El filamento continuo de SiC se produce en un reactor tubular de vidrio en un proceso CVD de dos pasos sobre un monofilamento calentado de substrato de carbono (figura 9.2.7) . En el primer paso, grafito pirolítico (PG) de aproximadamente 1 micra de espesor se deposita para cubrir el susstrato y así incrementar la conductividad eléctrica. En el segundo paso, el sustrato con recubrimiento de PG, se expone a gases de silano e hidrógeno. El primero se descompone para formar β-SiC continuamente sobre el sustrato. Las propiedades mecánicas y físicas medias del filamento de SiC son: - resistencia tracción: 3950 MPa - módulo a tracción: 400 GPa - densidad: 3045 Kg/m3 - coeficiente de expansión térmica: 1,5 10-6 /K - diámetro: 140 micras

Figura 9.2.7 Fabricación de la fibra de carburo de silicio Existen varios grados de fibras producidas nombradas como SCS-2, SCS-6 y SCS-8, todas ellas están basadas en el proceso de deposición de β-SiC, en el cual una estructura cristalina crece sobre el substrato de carbón. El β-SiC está presente a lo largo de toda la sección de la fibra, excepto en las últimas micras de la superficie. Aquí, alterando el flujo de gas en la parte inferior del reactor, la composición de la superficie y la estructura de la fibra se ven modificadas, primeramente por una adición de carbono amorfo que cura la superficie cristalina para mejorar la resistencia superficial, y en segundo lugar mediante la modificación de la proporción del silicio frente al carbono se mejora la adhesión con el metal. Consideraciones sobre el proceso de obtención. Como en muchos procesos de deposición de vapor o procesos de transporte de vapor, el control de la temperatura es crítico para producir fibras de SiC mediante el proceso de CVD. Un pico de temperatura de alrededor de 1300ºC es considerado como óptimo. Si las temperaturas son significantemente más altas, producen una rápida deposición y consecuentemente un crecimiento de grano que resulta en una disminución de la resistencia a tracción. Si las temperaturas están significantemente por debajo de la temperatura óptima, se producen unas elevadas tensiones internas en la fibra, que dan lugar a una degradación de las propiedades del material compuesto de matriz metálica en la dirección transversal a las fibras [12].


1375

La calidad del sustrato es también importante en la calidad de las fibras de SiC. El sustrato de monofilamento de carbono que se obtiene por procesos de fundición y posterior hilado, posee una superficie lisa con algunas anomalías superficiales. Si la anomalía en la superficie es grande, puede ocasionar una zona localizada de irregular deposición de PG y SiC, que da lugar a una región de tensiones crecientes así como una limitación de la resistencia en la fibra ocasionada por la discontinuidad de la misma. El proceso de hilado del monofilamento de carbono se controla para minimizar estas anomalías locales de manera que se pueda garantizar una producción de fibra de SiC de alta resistencia de valores superiores a 350 MPa. Otra limitación de la resistencia puede venir de un insuficiente control del proceso CVD que se traduce en una irregular deposición de PG. Esta irregular deposición del PG puede estar ocasionada por una interrupción en la deposición de la lámina de PG por una anomalía en la superficie del substrato o por un daño mecánico de la lámina de PG antes de la deposición del SiC. Defectos en el grafito pirolítico causan a menudo una irregularidad localizada en la deposición del SiC que se manifiesta en forma de un bulto sobre la superficie. Un alineamiento deficiente del reactor de vidrio puede dar lugar a un daño mecánico sobre la lámina de PG por abrasión y una serie de defectos en el PG da lugar al fenómeno denominado collar de abalorios sobre la superficie de la fibra. Las propiedades mecánicas de este tipo de fibras se ven seriamente afectadas. Estos defectos se pueden aminorar teniendo más cuidado en el control de los parámetros de deposición del PG, alineando de forma adecuada el reactor de vidrio, y minimizando el número de anomalías en la superficie del sustrato. La región superficial de una fibra de SiC obtenida por CVD es normalmente rica en carbono, lo cual es importante a la hora de proteger la fibra de daños superficiales y una subsecuente degradación de la resistencia. Un inapropiado tratamiento superficial o un manejo inapropiado de la fibra que le produzca abrasión puede dar lugar a defectos en la superficie que limitan su resistencia. Estos defectos pueden ser minimizados mediante un proceso apropiado de control y manipulación de la fibra (disminución de la abrasión superficial). Las propiedades mecánicas de fibras de SiC por CVD normalmente consisten en unos valores medios para resistencias a tracción entre 3790 MPa y 4140 MPa y unos módulos elásticos que oscilan entre 400 y 415 GPa. Tipos de fibras. La región superficial de la fibra de SiC debe ser adaptada a la matriz. La fibra SCS-2 tiene 1 micra de recubrimiento superficial rico en carbono, el cual incrementa su contenido en silicio a medida que la superficie exterior se aproxima. Estas fibras son usualmente utilizadas para reforzar aluminio. La fibra SCS-6 tiene 3 micras de recubrimiento superficial rico en carbono, en la cual el contenido de silicio es máximo en la superficie exterior y a 1,5 micras de la superficie exterior. Esta fibra se utiliza para reforzar el titanio. La fibra SCS-8 fue desarrollada para proporcionar mejores propiedades mecánicas que la SCS-2 en materiales compuestos de aluminio y en la dirección transversal a la fibra. Esta fibra tiene 6 micras de una fina capa de granos de silicio, una región de 0,5 micras de recubrimiento rico en carbono y otra región de 0,5 micras menos rico en carbono. Factores de coste. Las fibras de carburo de silicio son potencialmente menos costosas que el boro por tres razones: el sustrato de carbono utilizado para las fibras de SiC es menos costosos que el filamento de tungsteno utilizado para las fibras de boro; la materia prima para el SiC (clorosilanos) es menos costosa que el tricloro de boro (materia prima para las fibras de boro); la proporción de deposición para obtener las fibras de SiC es mas elevada que en la obtención de fibras de boro, permitiendo obtener más producto por unidad de tiempo.

1376


9.2.2.2 Proceso de fabricación del material compuesto Se pueden producir metales reforzados con fibras de carburo de silicio de forma aceptable, porque las fibras de SiC se adhieren de forma rápida a los respectivos metales y resisten la degradación de la resistencia durante el proceso a alta temperatura. En el pasado, cuando las fibras de boro se evaluaron en varias aleaciones de aluminio, se observaban elevadas degradaciones de la resistencia de la fibra a menos que se adoptaran complejos procesos de difusión-adhesión en estado sólido (baja temperatura/alta presión). Como con titanio, a menos que los tiempos de fabricación sean recortados, las interacciones entre la fibra y la matriz producen componentes intermetálicos frágiles que de nuevo, reducen drásticamente la resistencia del material compuesto. En contraste, las fibras SCS tienen superficies que rápidamente se adhieren a los respectivos metales sin reacciones destructivas. Como resultado, los materiales compuestos con aluminio pueden consolidarse utilizando menos complicados procesos a alta temperatura como la fundición o el moldeo a baja presión en caliente. Además, con los materiales compuestos de titanio, los filamentos SCS-6 pueden soportar largas exposiciones a temperaturas de difusión-adhesión sin que la fibra se degrade. Como resultado, complejas formas con un material compuesto con refuerzo selectivo se puede fabricar mediante innovadores métodos como el de formación plástica/difusión-adhesión y presión isostática en caliente. Preformas de materiales compuestos y tejidos. Productos intermediarios como las preformas o los tejidos utilizados en la fabricación de componentes se realizan de forma que inicialmente se introducen las fibras en el molde y se alinean de forma apropiada dejando el espacio adecuado entre ellas. El uso de una capa soporte es un viejo sistema en el cual las fibras son tejidas sobre una lamina de recubrimiento en un tambor rotatorio y posteriormente se pulveriza resina sobre ella, seguido del corte y extracción de la lámina que está sobre el tambor para proporcionar una lámina plana de preimpregnado. Las láminas de preimpregnados se pueden entonces preparar de forma secuencial sobre el molde o utillaje en las orientaciones requeridas para fabricar el laminado final. El proceso de laminación se controla de tal manera que se puede eliminar la resina que se ha utilizado de soporte por volatilización (vacío y calentamiento). La pulverización de plasma de aluminio es similar al método de la capa soporte, excepto que la cubierta de resina se sustituye por el plasma pulverizado de aluminio. Las ventajas de este preimpregnado son la ausencia de contaminantes provenientes de los residuos de resina y los tiempos de procesado del material más rápidos debido a la eliminación del tiempo requerido para asegurar la volatilización y eliminación de la capa de resina. Como en el proceso de la capa soporte, las preformas de plasma de aluminio pulverizado, se preparan secuencialmente en el molde de acuerdo a los requerimientos y presionados hasta obtener la forma final deseada. Los tejidos son una preforma universal que es utilizable en muchos procesos de fabricación. Procesos de fabricación. Estos procesos pueden ser la fundición, moldeo en caliente y difusiónadhesión. La fundición ha sido utilizada durante muchos años y es todavía universalmente aceptada como una técnica de alto coste para la producción de formas complejas. La industria aerospacial ha rechazado las fundiciones de aluminio en el pasado debido a las bajas resistencias típicamente alcanzadas, sin embargo con un material que depende ahora de la fibra y que no es predominantemente controlado por la matriz, se han obtenido mejoras estructurales suficientemente atractivas para reavivar el interés por la fundición. Algunas veces, denominado como el proceso de cera perdida, utiliza una réplica realizada de cera con la forma que se pretende obtener, para dar lugar a un molde poroso cerámico donde, una vez eliminada la cera del interior por calentamiento, proporciona una cavidad para el aluminio.


1377

Las fibras de SiC se introducen en el molde, utilizando los tejidos previamente obtenidos, ya sea situando los tejidos sobre la réplica de cera o simplemente abriendo el molde e insertando los tejidos en la cavidad una vez que la cera ha sido eliminada. Este último procedimiento es el utilizado para evitar la contaminación y oxidación de las fibras durante la quema de la cera. Las técnicas necesarias para incluir la fibra en la cera y así reducir los costes del proceso se desarrollan para cada aplicación. El moldeo en caliente es un proceso a baja presión y con compresión en caliente diseñado para fabricar piezas de diferentes formas de SiC-Al a un coste significantemente más bajo que el utilizado en el proceso de difusión-adhesión en estado sólido. Como las fibras de SCS-2 pueden soportar aluminio fundido durante largos periodos de tiempo, la temperatura de moldeo puede ser aumentada hasta la región de líquido+sólido de la aleación para que se asegure el flujo del aluminio y su consolidación a baja presión, eliminando por lo tanto la necesidad de equipamiento de molde de alta presión. El proceso de moldeo en caliente es análogo al moldeo en autoclave del grafito-epoxi, en el cual los componentes se moldean en un utillaje de cara abierta. El molde en este caso es un útil cerámico deslizante que se calienta de forma automática, el cual contiene el perfil de la pieza final. Una preforma con proyección de plasma de aluminio se introduce en el molde, que se calienta a una temperatura cercana a la de fundición del aluminio y se introduce presión mediante una bomba de vacío en el autoclave. Este proceso se puede ver en la figura 9.2.8 que muestra como se fabrica un rigidizador en unos moldes especiales.

Figura 9.2.8 Moldeo en caliente de rigidizadores sección en Z en SiC-Al El proceso de difusión-adhesión de SiC-Ti está dotado de tecnología de presión en caliente (difusiónadhesión), utilizando preformas de tejido que se apilan juntas entre hojas de titanio para consolidarlas. Dos

1378


métodos se están desarrollando por fabricantes de motores y aviones para realizar piezas de formas complejas. Un método, basado en la tecnología de presión isostática, utiliza una membrana de presión de acero para consolidar los componentes directamente de la lámina de preforma metal-fibra. El otro método requiere el uso de laminados de SCS-Ti que previamente se han comprimido en caliente que por lo tanto están adheridos por difusión a la subestructura de titanio por subsecuentes operaciones de deformación plástica. La preforma de fibra se sitúa sobre la hoja de titanio que es entonces espiralmente envuelta, insertada y adherida por difusión sobre la superficie interna de un tubo de acero utilizando una membrana de presión de acero (figura 9.2.9). El acero es subsecuentemente adelgazado y maquinado para formar las sujeciones a ambos lados del tubo. Algunos ejes se fabrican también sin la funda de acero. Los laminados de SiC-Ti son adheridos por difusión previamente en una prensa para dar lugar a láminas monolíticas de titanio con componentes inertes selectivamente posicionados para imposibilitar la adhesión en áreas específicas. Subsecuentemente, el apilamiento se embute en el contramolde (hembra), mediante presión sobre el interior del apilamiento, el material se adapta a la superficie del contramolde deseada, deformando el titanio monolítico para formar la corruga interna. En la Figura 9.2.10 se representa un anillo de una turbina realizado en fibras de carburo de silicio y matriz de titanio

Figura 9.2.9 Presión isostática en caliente de un eje de transmisión en SiC-Ti

9.2.2.3 Propiedades del material compuesto Dado que los metales reforzados con fibras de SiC continuas han estado disponibles desde relativamente un corto periodo de tiempo, los datos relativos a propiedades de estos se han desarrollado esporádicamente en un breve espacio de tiempo dependiendo además de la aplicación a la que se ha considerado a estudio.


1379

Figura 9.2.10 Anillo de turbina realizado en carburo de silicio/titanio Carburo de Silicio-Aluminio. Debido a que el moldeo en caliente es el más maduro de los procesos aplicados a materiales de SiC-Al, los datos de las propiedades mecánicas más abundantes disponibles corresponden a el proceso de moldeo en caliente de materiales SCS-2-6061 Al. Los datos de diseño básico incluyen propiedades de tracción y compresión estáticos, resistencias a cortadura en el plano e interlaminares, resistencia a fatiga tracción-tracción (curvas S-N), y resistencia a flexión principalmente. La mayoría de los datos se han obtenido en rangos de temperatura entre -55ºC y +75ºC con ensayos estáticos de tracción hasta los 480ºC. Los datos se muestran en las tablas 9.2.3 a 9.2.6. Como se puede ver la inclusión de fibras continuas de alta capacidad se SiC en matriz 6061 aluminio, da lugar a altas resistencias (1378 MPa), altos módulos (207 GPa) produciendo un material anisótropo con una densidad ligeramente superior a 2,85 g/ cm3. Como en los materiales compuestos orgánicos, la orientación de las fibras produce un amplio rango de propiedades utilizables por los diseñadores. Tabla 9.2.3 Resistencia a tracción del SCS-2-Al (47% en volumen de fibra)

Orientación de la fibra 0º 90º [0/90/0/90]s [02/90/0]s [902/0/90]s ±45

Número de láminas

Resistencia a tracción (MPa)

Módulo a tracción (MPa)

6.8.12 6.12.40 8 8 8 8.12.40

1462 86,2 673 1144 341,3 309,5

204,1 118,0 136,5 180,0 96,5 94,5

0,89 0,08 0,9 0,92 1,01 10,6

0,268 0,124 0,395

Coeficiente de expansión térmica (10-6/K) 6,6 21,3 -

Deformación Coeficiente total de Poisson

[0/±45/0]s+2s

8.16

800

146,2

0,86

-

-

[02/±45/90]s

8

572,3

127,0

1,0

-

-

1380

Capítulo IX. Otros sistemas de materiales compuestos Tabla 9.2.4 Resistencia a compresión del SCS-2-Al (47% en volumen de fibra) Dirección

Número de láminas

0º 90º 90º

12 12 40

Carga (N) 48900 4380 13680

Tensión (MPa) 3296 300,6 297,2

Módulo elástico (GPa)

Coeficiente de Poisson

212,4 116,5 142,0

0,241 0,174 0,158

Tabla 9.2.5 Resistencia a cortadura del SCS-2-Al (47% en volumen de fibra) Temperatura del ensayo (ºC) Temperatura ambiente 75º -55º

Tensión de rotura Resistencia a (MPa) cortadura (MPa) 452,5 113,1 432,1 108,2 479,0 119,8

Módulo de cortadura (MPa) 40,5 41,7 41,3

Tabla 9.2.6 Fundición de SCS-Al Orientación de la fibra 03/906/03 903/06/903 0

Porcentaje volumen de fibra (%) 33 33 34

Resistencia a tracción última 458,5 584,0 1034,2

Regla de las mezclas (%) 75 95 85

Módulo a tracción (GPa) 122,0 124,8 172,4

Regla de las mezclas (%) 107 1110 100

Resistencia a compresión última (MPa) 1378,9 1378,9 1896,1

Módulo a compresión (GPa) 186,2

Los datos de propiedades desarrollados hasta la fecha para fundición de SiC-Al han sido limitados a valores de tracción y compresión estática. Las fracciones de volumen de fibra (máximo 40%) son mas bajos que los utilizados para laminados moldeados en caliente (47%) debido a las restricciones volumétricas en el llenado en seco de los moldes. Sin embargo, se están consiguiendo una buena regla de mezclas, resistencia a tracción y excelente resistencia a compresión (2 veces la resistencia a tracción) Tabla 9.2.6. El uso de 6061 Al como material de matriz y la capacidad de la fibra de SiC para soportar la fundición de aluminio han hecho de la fusión por soldadura de una técnica de unión viable. Aunque las uniones soldadas podrían no tener fibras continuas a lo largo de la unión para mantener las elevadas resistencias del material compuesto, se pueden obtener elevadas resistencias en la soldadura de aluminio. Carburo de silicio-titanio. Los materiales compuestos de SCS-6-Ti-6Al-4V fueron desarrollados originalmente para soportar largas exposiciones a altas temperaturas. Como se muestra en la tabla 9.2.7, las resistencias del material compuesto permanecen alrededor de los 1380 MPa después de un largo tratamiento térmico. En un exitoso programa para reforzar la aleación β-Ti 15V-3Sn-3Cr-3Al con SCS se lograron propiedades superiores (resistencias a tracción de 1585 MPa a 1930 MPa). Las piezas de titanio se han fabricado por difusión-adherencia y por la técnica de presión isostática en caliente, el cual ha sido particularmente exitoso en la formación de piezas reforzadas de forma variada (por ejemplo tubos), mediante el uso de preformas de tejido de SiC. Las propiedades de alta resistencia y alto módulo del SCS-6-Ti representa la mejora mas importante sobre materiales compuestos como el B4C-β-Ti , en el cual, el módulo del material compuesto se incrementa relativamente con respecto a la matriz, pero la resistencia a tracción no es tan alta como la resistencia predicha por la regla de mezclas.


1381

Tabla 9.2.7 Valores de SCS-6-Ti Resistencia a tracción última

Módulo elástico

Deformación a la rotura

(GPa)

(MPa)

(%)

Propiedades mecánicas del SiC-Ti-6Al-4V (35% en volumen) Después de fabricarlo

1690

186,2

0,96

Después de calentarlo 7 horas a 905ºC

1434

190,3

0,86

Propiedades mecánicas del SiC-Ti-15V3Sn-3Cr-3Al (38 a 41 % en volumen) Después de fabricarlo

1572

197,9

-

Después de calentarlo 16 horas a 480ºC

1951

213,0

-

Carburo de silicio-magnesio y carburo de silicio-cobre. La fibra SCS-2 se ha fundido con éxito en magnesio. Las propiedades se describen en la tabla 9.2.8. Las propiedades del carburo de silicio con cobre se describen en la tabla 9.2.9. Tabla 9.2.8 Valores de SCS-Mg (a 675ºC)

Nº de muestra

Tiempo de exposición

Resistencia a tracción última

Deformación a la rotura

Módulo elástico

Porcentaje en volumen de fibra

(min)

(MPa)

(%)

(GPa)

(%)

1

5

1000

0,83

169,6

34

2

10

1524

0,88

209,6

46

3

10

1331

0,78

230,3

50

4

10

1379

0,95

180,6

37

Tabla 9.2.9 Valores de SCS-Cu Porcentaje de volumen de fibra (%)

Resistencia a tracción última axial

Módulo elástico axial

(MPa)

(GPa)

1

23

690

172,4

2

33

965

202

3

33

900

187,5

Nº de muestra

1382


9.2.2.4 Aplicaciones La alta resistencia y rigidez y baja densidad de los materiales compuestos de matriz metálica reforzados con SiC, ha generado un interés significativo en la industria aerospacial que se ha traducido en el inicio de muchos programas de investigación y desarrollo. El principal área de interés son estructuras de altos requerimientos como los aviones, misiles y motores. Sin embargo, como la mayoría de los sistemas son sensibles a desarrollos de prestaciones y a pesos transportados, menos aplicaciones sofisticadas se consideraron para estos nuevos materiales. Algunas de estas aplicaciones son: elementos estructurales de alas de avión en SiC-Al, elementos de sujeción en puentes desmontables o portátiles se realizan en SiC-Al con objeto de reducir su peso, cilindros internamente reforzados para depósitos a presión ligeros se han realizado en SiC-Al mediante el proceso de fundición, aletas para proyectiles de alta velocidad se han desarrollado en SiC-Al así como cubiertas para el cuerpo principal de los misiles en este caso utilizando un proceso similar al enrollamiento continuo, mediante el proceso de presión isostática en caliente se han fabricado ejes transmisores en SiC-Ti, discos para motores de turbina se han realizado en SiC-Ti utilizando un proceso de enrollamiento sobre un mandril y posteriormente se ha sometido a una consolidación hidrostática, álabes huecos de hélices para aerogeneradores se han fabricado en SiC-Ti, y materiales de SiCcobre se han utilizado en la fabricación de aplicaciones para misiles con requerimientos de alta temperatura así como materiales de SiC-bronce para la fabricación de propulsores mediante el método de fundición.

9.2.2.5 Tendencias futuras Se ha mostrado que es factible incorporar fibras de SiC en variedad matrices de aleaciones metálicas, principalmente aluminio, magnesio o titanio. Sistemas con matriz de cobre están en desarrollo y se han obtenido resultados razonablemente buenos en matrices de altas temperaturas, compuestos de titanio y aluminio. Como la fibra SCS-6 ha demostrado sus elevadas propiedades mecánicas hasta los 1400ºC, sistemas como aleaciones de SiC-Niquel-Aluminio y SiC-Hierro-Aluminio pueden ser estudiadas. Según la regla de las mezclas, al menos, estos sistemas podrían tener propiedades útiles para aplicaciones en motores o vehículos supersónicos. Para ello es necesario profundizar en el desarrollo de recubrimientos barrera para la difusión y modificaciones en las aleaciones de las matrices para facilitar los procesos de fabricación a alta temperatura. También se requieren investigaciones en los efectos térmicos o mecánicos cíclicos debidos a las diferencias entre los coeficientes de expansión térmica entre la fibra y la matriz.

9.2.3 Materiales compuestos de matriz metálica con fibras continuas de grafito Los materiales compuestos de matriz metálica con fibras de refuerzo de grafito continuas son una clase de materiales de prestaciones extremadamente altas. Debido a que las propiedades de estos materiales están dictadas principalmente por las propiedades de las fibras que contienen, se analizarán en primer lugar las características de este tipo de fibras, para describir posteriormente algunos de los procesos de fabricación utilizados. Se describirá además los tipos de formas y propiedades del material que se pueden obtener en función de método de fabricación utilizado.

9.2.3.1 Fibras continuas frente a fibras cortas Una fibra de carbono/grafito es básicamente un filamento largo y delgado compuesto principalmente de carbono cuyo diámetro está normalmente comprendido entre 4 y 11 micras.


1383

Las fibras de carbono continuas consisten esencialmente de unos filamentos continuos agrupados en forma de manojos o hilos de 500 a 40.000 o más filamentos individuales. Los hilos pueden estar retorcidos para proporcionarles una mayor integridad en su atado, aunque normalmente se presentan sin retorcer proporcionando mayor capacidad de extenderse y mayor paralelismo entre los filamentos. Las fibras continuas de grafito se utilizan para fabricar materiales compuestos que alcancen valores máximos en propiedades como la rigidez o la resistencia. Las fibras de grafito de alto módulo se han utilizado generalmente como refuerzos continuos en materiales compuestos de matriz metálica que dan lugar al máximo valor en propiedades como la rigidez o resistencia. Aunque los materiales compuestos de matriz metálica con refuerzos discontinuos pueden ser isótropos o cuasi-isótropos y mostrar otras propiedades deseables, poseen bajos niveles de resistencia. Las fibras de carbono discontinuas, consisten en filamentos cortos que varían entre los 0,2 mm a varios centímetros de longitud. La longitud de las fibras es uniforme si se obtiene del troceado de hileras de fibras continuas. Algunas veces se puede obtener fibras discontinuas de bajo coste mediante el corte o troceado aleatorio de fibras de carbono. Fibras de alto módulo P55 y P100 (380 y 690 GPa respectivamente) han sido las primeras fibras discontinuas utilizadas hasta la fecha con aleaciones de matrices de aluminio y magnesio. Estas combinaciones dan lugar a materiales de baja densidad y buena conductividad térmica. Proceso de fabricación. Casi todas las fibras comerciales de carbono se fabrican por carbonización de una fibra precursora orgánica, seguido de un tratamiento térmico para aumentar en contenido en carbono y lograr óptimas propiedades físicas y químicas. La temperatura del tratamiento térmico final (HTT) está comprendido entre 1000ºC y 2000ºC para fibras de carbono de alta resistencia y extremadamente alta resistencia y entre 2000ºC y 3000ºC para fibras de carbono de alto módulo y extremadamente alto módulo (tabla 9.2.10). El término grafito, se utiliza para referirse a aquellas fibras que han sido tratadas térmicamente, en el rango alto de las temperaturas de tratamiento térmico (HTT), para distinguirlas de aquellas que han sido tratadas en el rango bajo de temperaturas de tratamiento térmico. Sin embargo el término “fibras de carbono“ cubre apropiadamente ambas clases. Se han investigado varios métodos para fabricar materiales compuestos de matriz metálica de fibra discontinua. Algunos ejemplos son las aleaciones de magnesio ZE41 con refuerzo de fibra de carbono P55, mediante una mezcla de la fibra de grafito con finas partículas de titanio previamente al proceso de fundición para proporcionar la adecuada mezcla. Otro proceso que se ha utilizado para fabricar aluminio reforzado con fibras de carbono discontinuas implica el uso de un hilo precursor de metal líquido infiltrado Liquid metal infiltrated (LMI). El hilo precursor es troceado en longitudes discretas y después consolidado por difusión-adhesión o por un proceso de consolidación sólido/líquido. La tabla 9.211 muestra los rangos normales de propiedades disponibles para cada tipo de fibra. Las principales características de las dos primeras fibras citadas son la alta y extremadamente alta resistencia con valores variando de 2,8 a 5,7 GPa. Las principales características de la tercera y cuarta fibra presentadas son el alto y extremadamente alto módulo elástico, con valores variando desde 350 a 900 GPa. Los cuatro tipos de fibras se clasifican como fibras de altas prestaciones. El quinto tipo de fibra se denomina fibra de carbono de bajo módulo y posee unos valores de resistencia y modulo elástico mucho más bajos que el de las fibras de altas prestaciones. Las fibras de bajo módulo son actualmente disponibles sólo en forma de tejidos o fibras discontinuas.

1384

Capítulo IX. Otros sistemas de materiales compuestos Tabla 9.2.10 Propiedades de los tipos de fibras de carbono Tipo de Fibra

Densidad (Kg/m3)

Modulo de Young (GPa) 230-250 260-290

Resistencia a tracción (GPa) 2,8-4,0 4,1-5,7

Resistividad eléctrica (Ohm·m) 12-30 14-20

Conductividad térmica (W/m·K) 7-10 7-9

Alta resistencia (PAN) Resistencia Extremadamente alta (PAN) Alto Módulo (PAN) Módulo Extremadamente alto Bajo Módulo (rayón)

1700-1800 1700-1800 1800-2000 2000-2200

350-550 600-900

1,7-3,5 2,1-2,5

5-10 1-4

60-200 400-2500

1300-1700

40-60

0,6,-1,0

30-100

7-28

Una microestructura típica de un material grafito-aluminio (P100-6061) con un 50% de contenido en volumen se puede observar en la figura 9.2.11. Las medidas de las propiedades mecánicas de este material han mostrado unos valores muy bajos de módulo elástico y resistencia última a tracción. Los valores del módulo de este material se encuentran entre los 62 a 73 GPa de módulo elástico y entre los 30 a 60 MPa de resistencia última a tracción. Otros valores de propiedades disponibles son los valores del coeficiente de expansión térmica (CTE), que para este material corresponde a un valor de 3 a 5 10-6/K en el plano del material y con un CTE de 24 10-6/K en dirección perpendicular al plano. Aunque actualmente no se disponen de valores fiables de conductividad térmica, se puede estimar que el alumini-grafito con fibras discontinuas muestra una buena conductividad térmica. La relativamente baja resistencia de estos materiales compuestos, podría excluir a estos materiales de aplicaciones estructurales.

Figura 9.2.11 Microestructura típica de fibra discontinua de grafito con aluminio P100/6061 (50% volumen en fibra) Precursores para fibras de carbono. Las fibras precursoras a partir de las cuales se obtienen los tipos diferentes de fibras de carbono se muestran entre paréntesis en la primera columna de la tabla 9.2.10. Las


1385

fibras de alta y extremadamente alta resistencia se obtienen a partir de la fibra precursora de poliacrilonitrilo (PAN). Las fibras de alto y extremadamente alto módulo elástico se obtienen a partir de una mesofase de alquitrán, que es un producto de alto punto de fusión del carbón o del refinado del petróleo. Algunas fibras de alto módulo se pueden obtener también del PAN, éstas, poseen normalmente resistencia más alta que aquellas que se obtienen de la mesofase del alquitrán, sin embargo, las fibras obtenidas del PAN son menos resistentes a la oxidación, mas reactivas con los metales y mas costosas. Las fibras de extremadamente alto módulo se obtienen todas de la mesofase del alquitrán. Las fibras de bajo módulo se obtienen a partir del rayón o a partir de una no-mesofase de alquitrán de bajo punto de fusión. Superficies de las fibras de carbono. Las características de la superficie de las fibras de carbono, están dentro de dos categorías, dependiendo de que hayan sido tratadas térmicamente a alta o baja temperatura (HTT). Las fibras tratadas térmicamente a baja temperatura poseen una superficie activa que tiende a adherirse fuertemente a las matrices metálicas y orgánicas. Las fibras tratadas térmicamente a alta temperatura, poseen una superficie más inerte a la cual se adhieren débilmente la mayoría de las matrices metálicas, estas fibras además son también más resistentes a la oxidación. La actividad de la superficie de todas las categorías de las fibras de carbono puede ser mejorada mediante un tratamiento superficial que consiste en una oxidación (grabado) química o electroquímica. Debido a que este tratamiento mejora la resistencia a cortadura interlaminar del material compuesto, se le denomina en algunas ocasiones tratamiento de cortadura. Tamaño de las fibras de carbono. La integridad en un manojo de fibras y manejabilidad de las fibras de carbono, puede ser mejorada mediante la aplicación de un apresto al hilo. El apresto es un lubricante o un recubrimiento protectivo consistente en un encerado o substancia resinosa orgánica aplicada en un porcentaje en peso del 0,5 al 3%. El apresto debe proporcionar una máxima capacidad de tejeduría de la fibra, una capacidad de extensión, facilidad de eliminación, compatibilidad con específicas matrices metálicas u orgánicas. Cada fabricante proporciona una variedad de aprestos apropiados.

9.2.3.2 Precursores para la fabricación El estado del arte del método para producir precursores para fabricar de materiales compuestos de grafito-aluminio y grafito magnesio, es el proceso de infiltración de material líquido (LMI). En este proceso, grupos de multifilamento de grafito, son primeramente activados a una baja temperatura (700ºC) por un proceso de deposición química de vapor (CVD) con finas láminas de boruro de titanio, utilizando tetracloruro de titanio y tricloruro de boro como reactantes y vapor de zinc como reductor [15]. Este tratamiento superficial de activación, proporciona una superficie activa en el grupo de hilos que es mojado con aleaciones de aluminio o magnesio fundido para producir las fibras compuestas de refuerzo de grafito. En la figura 9.2.12, se muestra una unidad de infiltración (CVD) de ocho líneas. Las fibras compuestas producidas de esta manera, se laminan para su consolidación final como láminas de material compuesto, tubos, barras y otra serie de formas geométricas. Además de proporcionar un precursor adecuado para la fabricación de diversas formas de material compuesto, la fibra tiene otras ventajas: - Resistencia a tracción y modulo elástico a tracción según regla de mezclas con toda clase de hilos de grafito y matrices metálicas - Alto volumen de producción factible de automatización - Capacidad de ser inspeccionado - Adaptable a enrollamiento en tambor para obtener laminados de bajo coste

1386


Además de utilizarse en la fabricación de fibras compuestas de grafito, el proceso de infiltración de metal se ha modificado y utilizado con éxito para infiltrar telas de tejido de grafito dando lugar a láminas de matriz metálica de 305 mm de anchura y hasta 15 m de longitud. Las propiedades volumétricas de las láminas de material compuesto y el espesor son dependientes de las características del hilo utilizado en la lámina de tejido y de la estructura del tejido. Otras aplicaciones que se pueden realizar son la metalización de la superficie del monofilamento o de los grupos de multifilamentos, incluyendo carburo de silicio, boratos, nitruro de niobio y óxido de aluminio.

Figura 9.2.12 Unidad de infiltración CVD En la producción de hilos de material compuesto de aluminio o magnesio reforzados con grafito, se han utilizado con éxito una gran variedad de hilos de fibra de grafito, entre los que destacan: compuestos de rayón T50 y T75, compuestos de PAN T300, GY-70, HM3000, y Celión 6000, compuestos de alquitrán P55, P75, P100, P120 y P140, grafito, aluminio 1100, A201, 2024, 356, 5083, 5154 y 6061 y magnesio AZ31, AZ91, ZE41, QE22 y EZ33. Debido a la aplicabilidad de estos materiales compuestos para estructuras aerospaciales, se ha hecho gran uso de la fibra de alto módulo proveniente de alquitrán P100 (690 GPa) y las aleaciones de aluminio 6061 y magnesio AZ91. Las propiedades de estas fibras compuestas desarrolladas con estos sistemas se muestran en la tabla 9.2.11, para servir como ejemplo de las propiedades que pueden obtenerse en cantidades de producción. Tabla 9.2.11 Propiedades de las fibras compuestas

Al 6061

Mg AZ91

Volumen de fibra (%)

50,2 ± 2,0

54,3 ± 2.0

Resistencia a tracción media (MPa)

1385 ± 110

1240 ± 90

420 ± 25

> 390

Módulo elástico medio (GPa)

9.2.3.3 Adhesión - difusión El primer método con éxito para la fabricación secundaria de los materiales compuestos de matriz metálica reforzados con grafito es el proceso de adhesión-difusión. Esta técnica utiliza las fibras precursoras descritas en el apartado anterior, que son coladas y mantenidas juntas en un mat con un tipo de ligante que se descompone térmicamente y no deja depósitos. Las láminas formadas en estos mat se apilan juntas para obtener el espesor y orientación deseados. Los materiales compuestos de aluminio y grafito se


1387

realizan normalmente con una configuración unidireccional. En la parte superior e inferior del apilamiento de fibras compuestas se sitúan unas finas láminas (0,089 mm) de aluminio, para dar lugar al material compuesto base. Después, este material compuesto base se introduce en una cámara de vacío, que se calienta a la temperatura adecuada y se introduce presión durante un periodo de tiempo, después del cual se extrae el material compuesto terminado. El proceso de adhesión-difusión utiliza la combinación de tiempo, temperatura y presión para deformar las fibras precursoras con el material compuesto dando lugar a un contacto íntimo y unión por difusión. Esta técnica ha sido aplicada a materiales compuestos de aluminio, magnesio, cobre, plata y plomo con refuerzo de grafito. Si se aplica una inapropiada combinación de tiempo, temperatura y presión, se obtiene una consolidación del material incompleta, entonces las fibras no se deforman completamente para dar lugar a una estructura densa. Si las superficies de las fibras precursoras no están apropiadamente limpias antes de la adhesión, se obtiene una adhesión incompleta entre las fibras. Si la fibra precursora se limpia apropiadamente y se aplican los parámetros del proceso de forma adecuada, las uniones que se forman son completas. Con la técnica de adhesión-difusión se pueden realizar toda clase de formas geométricas. Paneles de refuerzo con rigidizadores en aluminio-grafito, tubos delgados de 38 mm de diámetro y 2 mm de espesor para aplicaciones de la antena del telescopio espacial Hubble, son algunas aplicaciones donde la rigidez requerida y las características de baja expansión son algunos de los requerimientos necesarios. En la figura 9.2.13 se muestran cuatro roturas de un material con fibras de carbono y matriz de aluminio.

9.2.3.4 Pultrusión La pultrusión es un proceso isotermo en caliente que consolida y adhiere un laminado de material compuesto base en una geometría determinada para dar lugar a grandes longitudes de material compuesto de matriz metálica con refuerzo de grafito. La matriz suele ser aleaciones de aluminio o magnesio. Esta técnica de fabricación de diferentes geometrías a bajo coste, es factible para la fabricación de barras, tubos (redondos o rectangulares), perfiles de sección en C, perfiles de sección en T, canales y angulares que contengan el refuerzo en dirección longitudinal. Una microestructura consolidada se puede ver en la figura 9.2.14. Se han fabricado con éxito tubos de 13 a 50 mm de diámetro y longitudes de hasta 2 metros en configuraciones de una, dos o tres láminas utilizando la técnica de infiltración de metal líquido.

Figura 9.2.13 Roturas de un material de fibras de carbono y matriz de aluminio

1388


Además de utilizar la fibra como refuerzo unidireccional, se fabrican tubos con dos láminas y con un ángulo de orientación de las fibras de ± 17º y ± 23º para facilitar el control del coeficiente de expansión térmica longitudinal del tubo en algunas aplicaciones. El coeficiente de expansión térmica longitudinal de un material que contiene el refuerzo alineado longitudinalmente se puede predecir con la fórmula siguiente: CTE L =

E m α m Vm + E f α f Vf E m Vm + E f Vf

(Ec. 9.2.2)

Donde CTEL es el coeficiente de expansión térmica longitudinal, Em es el módulo de la matriz de aleación, αm es el coeficiente de expansión térmica de la matriz, Vm es el porcentaje en volumen de la matriz de aleación, Ef es el módulo longitudinal de las fibras, αf es el coeficiente de expansión térmica de las fibras y Vf es el porcentaje en volumen de las fibras.

Figura 9.2.14 Microestructura típica de dos láminas consolidasen en un tubo de pultrusión de material compuesto de matriz metálica

9.2.3.5 Proceso rapi-press El proceso de consolidación de material compuesto conocido como rapi-press, es un proceso de enrollamiento isotermo en caliente que produce la consolidación y adhesión de un laminado de material compuesto base y da lugar a láminas de material compuesto de bajo coste. Esta técnica se ha utilizado con éxito para producir láminas de material compuesto que está reforzado de forma continua con grafito en aleaciones de aluminio, magnesio y cobre, así como para producir aluminio reforzado con carburo de silicio y boro. Se han utilizado como refuerzo varias fibras de grafito obtenidas de alquitrán como P55, P75, P100 y P120, así como fibras de grafito T40 obtenidas de PAN. Las fibras precursoras para la fabricación utilizadas son tejidos sobre tambor de carburo de silicio, sandwich de monofilamentos de boro con láminas metálicas, fibras de grafito con recubrimiento electromagnético y fibras de grafito obtenidas por infiltración de metal líquido (LMI). Tanto los laminados longitudinales como los laminados cruzados 0/90, se fabrican en configuraciones simples o múltiples. Los espesores de las láminas van desde los 0,15 a los 2,5 mm, y las longitudes que se han llegado a producir son de 1,2 metros. El principal material compuesto fabricado con este método es la aleación de aluminio con grafito P100 utilizando como precursor la fibra obtenida por LMI.


1389

9.2.3.6 Proceso de infiltracion directa de metal En 1984 se introdujo un proceso que lugar a una delgada lámina de material compuesto de aluminio reforzado con grafito denominado DWG. Tenía aproximadamente unos espesores de lámina de 0,075 mm con un contenido en fibra en volumen de alrededor del 50 al 60%. Hasta la fecha, la mayoría de los trabajos realizados con estos sistemas ha sido llevada a cabo con fibras provenientes de alquitrán. Un resumen de los resultados obtenidos con este tipo de fibras se muestra en la tabla siguiente: Tabla 9.2.12 Propiedades a tracción de materiales compuestos obtenidos por DWG

Fibra

Módulo elástico (GPa)

Resistencia última a tracción longitudinal

Resistencia última a tracción transversal

(MPa)

(MPa)

P55

207-221

520-620

30-50

P75

276-296

620-720

30-50

P100

379-414

550-830

30-50

P120

469-558

590-880

30-50

Como con otras formas de este tipo de material compuesto, los valores del módulo elástico son los predichos por la regla de las mezclas, mientras que los valores de resistencia son más bajos que los predichos por esta regla. Una típica microsección de este material compuesto, muestra que el contenido en fibra es alto y uniforme. Este proceso ha sido utilizado para fabricar láminas, placas y estructuras. Entre las estructuras cabe destacar un tubo de 50 mm de diámetro y un espesor de pared de 0,81 mm y ocho láminas apiladas a ± 15º respecto al eje longitudinal para tener controlado los efectos de expansión. Este tipo de estructuras es muy atractiva para estructuras espaciales en donde la alta resistencia y la baja distorsión térmica son parámetros críticos.

9.2.3.7 Proceso de fundición La fundición de materiales compuestos de matriz metálica con fibras continuas de grafito es una tecnología de fabricación apropiada especialmente cuando estos materiales han de usarse en piezas de forma geométrica compleja, como las uniones que conectan los elementos que soportan la carga en una estructura de barras, o los componentes de un motor de combustión interna. Es además un método excelente para producir estos materiales con secciones gruesas o que contengan una gran variedad de orientaciones, ya que la presión mecánica no se aplica al material durante su fabricación, ni hay pérdidas por fricción (un factor importante al consolidar secciones gruesas), ni existe el problema de dañar las fibras cruzadas a 0/90 al forzarlas a conformar las pequeñas irregularidades de las láminas. Sin embargo, la fundición no es aconsejable para la fabricación de láminas planas y delgadas por la dificultad de hacer fluir el metal fundido sobre grandes distancias y a través de secciones delgadas. En fundición, no se produce un material de matriz metálica como precursor, sino que, las fibras son primeramente dispuestas en la configuración deseada y situadas en el molde de fundición, entonces el metal fundido es añadido como paso final para dar lugar a la forma geométrica de la pieza de material compuesto. Al preparar la preforma de fibras (el ordenamiento de las fibras según su orientación, densidad de apilado y tamaño deseado en la pieza terminada) son útiles las técnicas desarrolladas para la industria de materiales compuestos de matriz orgánica (como enrollamiento continuo y preparación de preimpregnados).

1390


En el proceso de fundición de materiales compuestos de matriz metálica, la práctica utilizada en la fundición de metales se emplea con cierto grado de similitud. Sin embargo, tanto en la preparación de la preforma como en la propia fundición, se deben realizar significativas modificaciones. Una de las mayores diferencias que aparece entre las configuraciones de fibras utilizadas con resinas y con materiales de matriz metálica es que los convencionales tejidos de fibras no son convenientes como refuerzos. La razón es que las fibras de los tejidos están entretejidas y retorcidas debido a la propia naturaleza de un sistema de tejido. Para que las fibras puedan proporcionar un refuerzo máximo, deben de estar tensas bajo carga. Esto es posible en los materiales con resinas orgánicas, debido al bajo módulo elástico de la matriz. Sin embargo con los metales, el relativamente alto módulo de la matriz aguanta el proceso de tensado y alineado de las fibras bajo carga hasta tal punto que las fibras rompen antes de que estas se alineen con la carga. Por esta razón, las aleaciones metálicas con refuerzo de fibras utilizan preformas de fibras que consisten en láminas de fibras sin entretejer, a menudo con las fibras orientadas en variedad de direcciones en capas sucesivas. Varios tipos de procesos de fundición han sido utilizados con éxito con metales reforzados con fibras de grafito. En estos se incluyen los procesos de molde permanente, molde perdido de escayola y fundición invertida. Vacío o presión es a menudo utilizado en la penetración del metal fundido sobre la preforma de fibra. La fundición cúbica no se suele utilizar, porque la inherente alta velocidad de este proceso no es compatible con el tiempo requerido para la penetración total del metal fundido por los canales entre las fibras. Las fibras de grafito normalmente no son impregnadas por los metales fundidos, debido a que la impregnabilidad es una ventaja importante en el proceso de fundición, se utiliza un apropiado recubrimiento sobre las fibras, antes de someterlas al proceso de fundición, de tal manera que las haga impregnables por las aleaciones de magnesio fundido. A diferencia de otros recubrimientos, el boruro de titanio, es un recubrimiento estable en el aire, esto es, el recubrimiento permanece impregnable incluso después de haberse expuesto al aire. Esta característica de emplear fibras previamente tratadas con recubrimiento es la que permite llevar a cabo procesos como el enrollamiento continuo o la preparación para el moldeo. Debido a que no se han encontrado recubrimientos estables en el aire apropiados para fibras con metales, salvo para el magnesio, la tecnología para la fundición de magnesio con fibras de refuerzo de grafito, está mucho mas avanzada que la tecnología con otro tipo de metales reforzados con fibras de grafito. Hasta la fecha, se han generado datos solamente sobre las propiedades físicas y mecánicas de los materiales de magnesio con refuerzo de fibras de grafito. Debido a la gran variedad de tipos de fibras y al casi ilimitado número de orientaciones de las fibras que es posible tener en este tipo de fundiciones, una base de datos completa sobre todas las combinaciones posibles no es factible siendo realistas. Afortunadamente, es innecesario, puesto que un elevado número de estudios demuestran que las propiedades de las fundiciones de materiales compuestos son predecibles a partir de las propiedades de los laminados reforzados unidireccionalmente. Algunas propiedades se pueden ver en la tabla 9.2.13. Hay que hacer notar que todos los materiales que aparecen en la tabla contienen fibras obtenidas de alquitrán, ya que estas fibras han recibido la mayor atención en actividades de desarrollo de fundiciones de materiales compuestos. Además, las resistencias a tracción alcanzada en materiales obtenidos a partir de láminas de fibras preimpregnadas son apreciablemente más bajas que aquellas obtenidas en materiales producidos por procesos de enrollamiento continuo. La razón para este comportamiento es, que las propiedades se alcanzan según la regla de las mezclas sin importar el procedimiento que se utiliza para posicionar las fibras.


1391

Tabla 9.2.13 Propiedades típicas de aleaciones de grafito-magnesio

Tipo de fibra

Contenido en fibra/orientación

Fundición

P55

40%/0º

Barra

P100

35%/0º

Barra

P75

40%/±16º + 9%/90º

P100

40%/±16º

P55 P55 P55

40%/0º 30%/0º + 10%/90º 20%/0º + 20%/90º

Cilindro hueco Cilindro hueco Placa Placa Placa

Método de la preforma de la fibra Enrollamiento continuo Enrollamiento continuo Enrollamiento continuo Enrollamiento continuo Preimpregnado Preimpregnado Preimpregnado

172

Resistencia última a tracción, 90º (GPa) -

0,72

248

-

-

-

0,45

179

0,061

86

1,3

0,56

228

0,38

30

-0,07

0,48 0,28 8,45

159 83 90

0,02 0,10 0,24

21 34 90

2,3 4,5 -

Resistencia última a tracción, 0º (GPa) 0,72

Módulo elástico, 0º (GPa)

Módulo elástico, 90º (GPa)

CTE (10-6/K)

-

-

Los materiales compuestos de fibras de grafito/matriz metálica muestran buena maquinabilidad en comparación con los materiales compuestos de fibras de grafito/resina epoxi, en donde esto es bastante complicado. La mayoría de las aleaciones requieren una gran cantidad de trabajos de acabado mecanizado para lograr las tolerancias requeridas o proporcionar los acabados superficiales particulares para cada aplicación. A diferencia de muchos materiales de refuerzo utilizados en los materiales compuestos de matriz metálica, como los óxidos y los carburos, el grafito no es abrasivo. Si bien las fibras por si mismas no actúan como lubricante, no producen un excesivo desgaste de la herramienta, de hecho, tienden a impedir la formación de astillas cuando se someten al corte. La única nota preventiva sobre este tema es que se deben evitar los cortes profundos de la herramienta, puesto que la débil adhesión entre la fibra y la matriz podría dar lugar a procesos de delaminación bajo altos esfuerzos de cortadura. Como se mencionó previamente, la fundición es un proceso extremadamente versátil para producir formas geométricas complejas o formas que contienen complejas orientaciones de las fibras. Fundiciones demostrativas han obtenido tubos de 1,3 mm de espesor de pared que contienen tanto apilamientos cruzados de bajo ángulo (cercano al eje longitudinal) como apilamientos de alto ángulo (cercano a 90º respecto al eje longitudinal) y otras aplicaciones como alojamientos de motores rotativos. La infiltración del metal en las fibras es generalmente excelente. En general, aunque el tiempo de desarrollo requerido para una pieza de forma particular es mayor para las fundiciones reforzadas de fibra de grafito que para las fundiciones sin reforzar (debido a las dificultades adicionales que lleva consigo el laminado de la fibra y la infiltración del metal), el ajuste conveniente de algunos parámetros debe permitir a cualquier pieza que pueda ser fundida en materiales convencionales, hacerlo, en fundición de magnesio con fibras de grafito, y cuando se disponga de recubrimientos de fibras apropiados, en fundición de otros metales con fibras de grafito.

9.2.4 Materiales compuestos de matriz metálica con fibras continuas de óxido de aluminio Los materiales compuestos de matriz metálica reforzados con fibras de óxido de aluminio, son materiales importantes para aplicaciones donde el peso es importante y además se trabaja a altas temperaturas. Bajo estas condiciones, los materiales compuestos de matriz metálica son superiores a los metales sin reforzar en rigidez, resistencia, fatiga y características de recubrimiento superficial. Estas mejoras le vienen dadas al material en gran medida en función de las propiedades de las fibras de óxido de aluminio.

1392


Al ser las fibras de óxido de aluminio inertes a la oxidación y al ataque químico, limitan la degradación de las fibras durante la fabricación del material compuesto y el uso del mismo a altas temperaturas. El óxido de aluminio tiene buenas propiedades mecánicas, y algunas fibras policristalinas se aproximan a su módulo a tracción teórico del orden de los 400 GPa [16]. Debido a que la resistencia y la rigidez permanecen altas a elevadas temperaturas, el material compuesto tiene menor fluencia y posee significante mejor resistencia a fatiga que los metales sin reforzar. La dureza del óxido de aluminio aporta unas excepcionalmente buenas propiedades de recubrimiento superficial al material compuesto. La principal deficiencia del óxido de aluminio es su relativamente alta densidad (3200 a 400 Kg/m3). Las fibras de óxido de aluminio se comercializan hoy en día. Se han evaluado como fibras de refuerzo en numerosas matrices metálicas, especialmente aluminio y magnesio. La fabricación del material compuesto con este tipo de fibras suele realizarse por fundición, por lo que se han podido determinar numerosas propiedades mecánicas.

9.2.5 Materiales compuestos de matriz metálica con fibras de tungsteno El uso de fibras continuas de tungsteno para reforzar materiales compuestos, no sólo proporciona una aditivo fuerte y rígido a la matriz del material, sino que le proporciona una inherente capacidad a altas temperaturas, gran ductilidad, y una alta conductividad térmica. La aplicación de materiales compuestos con refuerzo de tungsteno es apropiado particularmente para estructuras con carga altamente orientada como los alabes de turbinas, depósitos a presión, flywheels, y vigas cargadas simplemente. Se ha realizado un considerable esfuerzo en el estudio de materiales compuestos de matriz metálica a elevadas temperaturas lo que ha conducido al desarrollo de superaleaciones reforzadas con fibras continuas (FRS). Esta designación (FRS), se refiere a la clase de materiales en ingeniería en los cuales una matriz de aleación resistente a la oxidación se refuerza con una fibra resistente, rígida, y resistente a la fluencia. Aunque se han investigado diferentes tipos de fibras para aplicaciones en FRS, como aleaciones de tungsteno y molibdeno, carburo de silicio y óxido de aluminio, el mayor énfasis se ha realizado en tungsteno y aleaciones de tungsteno. Actualmente, las aplicaciones en las que se han utilizado estos materiales (FRS) son los motores de aviones, y turboimpulsores de los motores de los cohetes. Los usuarios de turbinas de gas en aeronáutica están demandando continuamente motores mas eficientes. La eficiencia puede ser mejorada incrementando la relación de compresión y la temperatura de entrada a la turbina, pero los motores pueden alcanzar estas características avanzadas sólo si sus materiales componentes soportan cargas elevadas y efectos oxidantes causados por las condiciones de trabajo más severas. Los sistemas FRS permiten trabajar a temperaturas que exceden los límites actuales de los materiales metálicos monolíticos. La investigación en sistemas FRS ha sido encaminado en la determinación del comportamiento de este material compuesto bajo las condiciones de trabajo de turbinas. Aunque se han evaluado una gran variedad de materiales FRS, los sistemas que mas comúnmente se han estudiado para aplicaciones de turbinas de gas en aeronáutica son las fibras basadas en el tungsteno como el dióxodo de torio-tungsteno (W-ThO2), tungsteno-hafnio-carbono (W-Th-C) y tungsteno-renio (W-Re), en matrices de aleaciones de alta temperatura de níquel y hierro. Además de la investigación realizada en aplicaciones de turbinas de los sistemas de materiales compuestos de matrices superaleadas, se han realizado estudios con matrices de cobre, aluminio y acero inoxidable para aplicaciones que lleven consigo intercambiadores de calor y dispositivos similares. El cobre


1393

reforzado con tungsteno fue originalmente estudiado como un sistema modelo debido a que se podía alcanzar la adecuada adhesión de la fibra y la matriz sin una reacción química ya que el cobre y el tungsteno son mutuamente insolubles. Debido a la alta conductividad térmica exhibida tanto por la matriz como por la fibra, los materiales compuestos de cobre reforzado con tungsteno están siendo ahora desarrollados para aplicaciones como las cámaras de depósito de empuje criogénicamente enfriados de los motores de cohetes [17]. Actualmente, los depósitos sin reforzar utilizados, tienen una vida limitada, debido a las severas tensiones térmicas cíclicas que dan lugar a la fatiga térmica de la aleación de cobre en la pared interior. El refuerzo de la fibra de tungsteno en el cobre aumenta la resistencia de la pared del depósito, mientras al mismo tiempo, mantiene una eficiente transferencia de calor con el refrigerante.

9.2.6 Materiales compuestos de matriz metálica con fibras cortas de silicio Los materiales compuestos de matriz metálica discontinuamente reforzados son un tipo de materiales que exhiben una mezcla de las propiedades del refuerzo y la matriz. Los refuerzos pueden ser ultraresistentes partículas (whiskers), fibras cortas o cortadas o partículas. Cada tipo de refuerzo tiene atributos como sus propiedades o el coste, los cuales dictan su uso en una situación determinada. Todos los materiales compuestos de matriz metálica tienen la ventaja de ser trabajables más o menos según procedimientos estándar para materiales metálicos. Éstos pueden ser trabajados por extrusión, forjado y enrollado. Las operaciones de mecanizado, taladrado y esmerilado o amolado no cortan o rompen fibras críticas, y por tanto no degradan las propiedades mecánicas. Trabajos recientes en este aspecto fueron realizados por S.S. Brenner [18] y [19] y W.H. Sutton [20] y [21] con whiskers de α óxido de aluminio (Al2O3). El coste de los whiskers fue alto y las resistencias logradas fueron menores de las esperadas debido a las dificultades de adhesión de los whiskers de alúmina. Estas dificultades nunca fueron superadas. El trabajo realizado por A. Divecha et al. [22] con whiskers de β carburo de silicio (SiC) en aluminio demostraron muy buenos valores de resistencia, módulo, fatiga y buenos valores de propiedades a altas temperaturas. Sin embargo, el alto coste de los whiskers limitó la continuación del desarrollo de este sistema. Más recientemente, se han investigado materiales compuestos con fibras cortas de alúmina policristalina como materia prima y whiskers de SiC provenientes de cascaras de arroz pirolizado y partículas de SiC. Las fibras de alúmina fueron utilizadas primeramente para reforzar los anillos de los pistones de motores diesel [23]. Este desarrollo fue posible por la llegada de las mejoras de las fibras a relativamente bajo coste con disponibilidad de un elevado volumen. Estos pistones fueron realizados por un procedimiento de fundición con compresión que está descrito en el artículo de J. Dinwoodie et al. [24], y que se muestra en la figura 9.2.15. Las fibras cortas no incrementaron la resistencia última de la matriz de aleación a temperatura ambiente, sin embargo, la resistencia se mantuvo a temperaturas de aproximadamente 300ºC, superior a los 200ºC que suele mantenerse para aleaciones sin reforzar (figura 9.2.16). El módulo elástico del material compuesto se incrementó sustancialmente sobre el módulo de aleaciones sin reforzar para todas las temperaturas. (figura 9.2.17). Además, la incorporación de las fibras disminuyó el coeficiente de expansión térmica (tabla 9.2.14) e incrementó la dureza del material compuesto metálico (tabla 9.2.15). Esta combinación de propiedades hizo del pistón un éxito en cuanto a funcionamiento. Debido a esto, otros fabricantes han desarrollado otro tipo de pistones reforzados con fibras cortas [25].

1394


Figura 9.2.15 Esquema y fotografías de las secciones del pistón reforzado. (a) posibles orientaciones en las preformas, (b) simples preformas utilizadas para el refuerzo del pistón, (c) cámara de combustión reforzada, (d) áreas de los anillos ranurados de un pistón seccionado


1395

Figura 9.2.16 Efecto de la temperatura en la resistencia a tracción de materiales compuestos de Al-9Si-3Cu

Figura 9.2.17 Efecto de la temperatura en el módulo de materiales compuestos de Al-9Si-3Cu Tabla 9.2.14 Coeficiente de expansión térmica α Porcentaje en volumen de fibra (%)

α (en el plano) (10-6/K)

α (normal) (10-6/K)

0

2,03

2,03

0,12

1,66

1,76

0,18

1,54

1,66

0,24

1,55

1,57

1396


Tabla 9.2.15 Valores de dureza a 25ºC Porcentaje en

Dureza Vickers

volumen de fibra (%)

Nº, HV10

0

131

0,12

179

0,18

190

0,24

212

9.2.7 Materiales compuestos de matriz metálica reforzados con whiskers Los materiales compuestos de matriz metálica reforzados con whiskers son una categoría distinta de materiales avanzados en ingeniería que proporcionan ventajas diferentes y únicas sobre las aleaciones convencionales en muchas aplicaciones de altas prestaciones. Estos materiales normalmente consisten en una dispersión uniforme de simples cristales en forma de aguja a través de una matriz metálica homogénea. Comparada con una aleación sin reforzar, los materiales compuestos de matriz metálica reforzados con whiskers, generalmente exhiben una rigidez mas elevada (módulo de Young), más elevada resistencia, y una mejor estabilidad dimensional, sin un gran incremento de la densidad. Una de las principales ventajas de los materiales compuestos de matriz metálica reforzados con whiskers es la oportunidad de utilizar equipamiento convencional para el trabajo con metales para conformar una orientación determinada de los cristales simples de alta resistencia whiskers en la microestructura. En segundo lugar, la alta resistencia direccional se puede obtener a menudo en componentes acabados mediante procesos de extrusión, enrollamiento, forja o deformación superplástica. En tercer lugar, la fabricación de complejas piezas en materiales compuestos de matriz metálica reforzados con whiskers en una sola operación, puede potencialmente reducir los costes de fabricación y simplificar seguidamente los requerimientos de ensamblaje. Finalmente, tales componentes pueden ser estratégicamente configurados en las piezas con secciones mas finas que las utilizadas en aleaciones sin reforzar, con una significante reducción de peso. Es por ello, que el uso de materiales compuestos de matriz metálica reforzados con whiskers puede proporcionar oportunidades para reducir los costes de operación en muchas aplicaciones donde el peso es un factor crítico.

9.2.8 Materiales compuestos de matriz metálica con fibras cortas cerámicas Los materiales compuestos de matriz metálica con fibras cortas cerámicas han estado bajo desarrollo desde principios de los años setenta y están en este momento alcanzando el punto en que los costes están descendiendo y los usos comerciales están empezando a aparecer. Los materiales compuestos de matriz metálica con refuerzo de fibra corta proporcionan una considerable flexibilidad en términos de composición, métodos de fabricación y prestaciones. Las características de las fibras cortas posibilita el uso total o selectivo del refuerzo y el desarrollo de propiedades isótropas o anisótropas en el material compuesto de matriz metálica. Algunas propiedades claves que pueden ser modificadas mediante la adición de fibras cortas son la expansión térmica, conductividad térmica, características de amortiguamiento, módulo, resistencia, límite de endurecimiento a fatiga y resistencia superficial.


1397

Los materiales compuestos de matriz metálica reforzados con fibras cortas están compuestos de tres componentes: las fibras, que en solitario no tienen ningún valor estructural, pero generalmente poseen extremadamente alta resistencia y rigidez; la matriz que se encarga de pegar las fibras juntas en la proporción y orientación adecuada y en distribuir sobre ellas las cargas aplicadas; y la zona de interfase entre las fibras y la matriz, que determina la capacidad de absorción de humedad, la adhesión y la transferencia de cargas, todos estos factores que son críticos en las prestaciones de un material compuesto. La composición de las fibras cortas que actualmente se utilizan como refuerzos de las matrices metálicas son el carburo de silicio, la alúmina, y los aluminosilicatos. La fibra se utiliza algunas veces esencialmente en su forma bruta, otras veces la fibra en forma bruta se procesa, por ejemplo por reducción mecánica, antes de que sea usada. Está claro por lo tanto que otros numerosos materiales pueden ser transformados para su uso como refuerzos discontinuos si la aplicación soporta el material y los costes del proceso. Las fuentes de fibras discontinuas son tan variadas como las composiciones que hay disponibles. En el caso de carburo de silicio, el refuerzo puede ser una fibra (>1 µm diámetro), ó un whisker (<1 µm diámetro). En el primer caso se producen por el proceso de deposición química de vapor (CVD), mientras que en el segundo caso se obtienen de la cáscara de arroz o producidos mediante el proceso vapor-líquido-sólido (VLS). Aunque las fibras de carburo de silicio parece que han sido desarrolladas inicialmente como medio reforzante, muchas de las fibras discontinuas actualmente utilizadas como refuerzos fueron inicialmente desarrolladas como materiales refractarios y aisladores. Las fibras de aluminosilicatos, alúmina y zirconio pertenecen a esta mencionada categoría. El soplado y el hilado, que son los procesos utilizados para producir estos tipos de fibras refractarias, también producen un alto porcentaje de material de baja relación de aspecto, comúnmente conocido como perdigones. El proceso utilizado para producir las fibras de alúmina, parece proporcionar a priori un material más limpio. Sin embargo, la mayoría de las fibras de refuerzo requieren un lavado para eliminar materiales extraños. Algunas importantes características de fibras discontinuas se muestran en la tabla 9.2.16. La resistencia de las fibras cerámicas es muy alta y se mantiene a la temperatura de 1500ºC. La rigidez es, en la mayoría de los casos, mucho más elevada que para las típicas matrices de aleación. De particular importancia es el bajo coeficiente de expansión térmica asociado a las fibras cerámicas. El amplio espectro de las propiedades de las fibras, da a los fabricantes de materiales compuestos de matriz metálica, una considerable amplitud para crear un material compuesto que cumpla los requerimientos ingenieriles de una aplicación específica. Tabla 9.2.16 Características de las fibras discontinuas

Material

Forma

Diámetro (µm)

Densidad (Kg/m3)

Carburo de silicio Carburo de silicio Alúmina Mullite Aluminosilicatos Zirconio

cristalina cristalina cristalina cristalina amorfa cristalina

0.2 120 3 3 2 5

3200 3200 3300 3200 2700 5700

Resistencia a tracción última (MPa) 800 200 690 1730 -

Módulo a tracción (GPa) 500 300 152 104 206

Coeficiente de expansión térmica (10-6 /K) 4.3 8.1 5.1 10.5

1398


La información referente a la seguridad en el manejo de las fibras discontinuas está relativamente dispersa debido a su breve historia. Actualmente no está regulado por ninguna norma medioambiental. No obstante, las practicas recomendadas en la manipulación de fibras cerámicas discontinuas que deberían ser aplicadas para minimizar la exposición de las personas que trabajen con ellas son: - ropa de trabajo holgada - mantenimiento a niveles mínimos del polvo generado - evitar la irritación de la piel - protección de los ojos - protección respiratoria Los costes de las fibras discontinuas varían considerablemente como se muestra en la tabla 9.2.17. Debido a que muchos de estos materiales son derivados de fibras refractarias comerciales, su coste base es bajo comparado con el coste actual de fibras continuas de material ($165/Kg a $330/Kg). El coste de las fibras de refuerzo es algo más elevado que el del material base como resultado del proceso adicional requerido para limpiar el material del material extraño (perdigones). Además, dependiendo del tipo del proceso de fabricación del material compuesto de matriz metálica, otros costes de procesos deben ser añadidos para preparar la fibra que se va a incorporar en la matriz metálica. Tabla 9.2.17 Costes relativos de las fibras discontinuas Material

$ / Kg

Carburo de silicio

90-550

Zirconio

330 - 440

Aluminosilicatos

5 - 45

Mullite

9 - 55

Alúmina

35 - 90

9.2.9 NUEVOS DESARROLLOS DE MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ METÁLICA DE ALUMINIO 9.2.9.1 Desarrollo de nuevas tecnologías. Los materiales reforzados discontinuamente con aluminio (DRA) se pueden obtener por procedimientos de forja o colada. Para cada una de estos procesos de fabricación, existen unas claves en la tecnología de fabricación que están hoy en día en vías de resolución. Se han identificado tres áreas principales de desarrollo de tecnología que permitan resolver estas claves: -

Procesos de retirada de material proveniente del mecanizado para materiales (DRA) producidos por forja y colada.

-

Procesos de deformación de material en bruto a productos semiacabados de materiales DRA.

9.2 Materiales compuestos de matriz metálica -

Desarrollo de calidades de colada de DRA para aplicaciones estructurales.

-

Unión y recubrimiento de material DRA.

1399

9.2.9.2 Métodos de producción del DRA Los procesos para obtener materiales de DRA se pueden establecer como los siguientes: A partir de material en bruto: -

Procesos de polvos: (presión de vacío en caliente, CIP/HIP, CIP/sinter) Procesos de colada: (colada directa en frío (DC), colada sin presión, colada con presión) Procesos especiales: (proceso de proyección)

A partir de productos elaborados: -

Procesos de polvos: (procesos de forja, mecanizado semisolido, forja directa con polvos). Procesos de colada: (Colada a presión, colada sin presión, forja, mecanizado semisólido).

9.2.9.3 Gama de sistemas de materiales DRA Los sistemas de material que se suelen utilizar como matrices son las aleaciones de aluminio siguientes: -

1100 2xxx 6xxx 7xxx Aleaciones de coladas de Al-Si-(Mg) Al-Li Aleaciones de alta temperatura

Los sistemas de material que se suelen utilizar como refuerzos son los siguientes: -

Partículas de SiC, Al2O3, B4C. Whiskers de SiC Fibras cortas de Al2O3 Especiales

9.2.9.4 Características y ventajas de los materiales de DRA Las principales características que presenta estos materiales se pueden clasificar como sigue: -

Comportamiento isotrópico Elevada resistencia a tracción específica y modulo a compresión Incrementada resistencia a tracción última y de fluencia Incrementada resistencia a cortadura Incrementada límite de fatiga Resistencia al desgaste y erosión Reducida expansión térmica Incrementada conductividad térmica

1400


Las principales ventajas de estos materiales son: -

Reducido peso estructural Mejora de la respuesta dinámica Reducida capacidad de desgaste Mejora del tiempo medio entre la rotura Reducidos costes de adquisición Reducidos costes del ciclo de vida Incrementados intervalos de inspección Economía en combustibles Producto nuevo y diferente.

9.2.9.5 Mercados actuales y aplicaciones Mercados Potenciales: -

Industria aerospacial Industria de la automoción Industria electrónica Industria de productos de deporte Industria militar

Las aplicaciones mas destacadas son: -

Turbinas de motores aeronáuticos Ejes de dirección de automóviles Tambores de freno de automóviles Cilindros y pistones de motores diesel Tubos de escape en automoción Marcos de bicicletas y componentes de equipamiento de golf

9.2.9.6 Procesos de retirada de material proveniente del mecanizado Las necesidades existentes en este tema consisten en la mejora de los utillajes para aumentar la duración de la vida del producto, mejorar las capacidades y facilitar el reacondicionado y aumentar la variedad. Es necesario además elaborar modelos de costes para predecir los costes de los componentes de mecanizado. Para ello se precisa conocer los parámetros que afectan al mecanizado, el flujo de los procesos de fabricación, de manera que se puedan obtener alternativas menos costosas para la retirada del material de desecho. Para desarrollar esta nueva metodología se parte de la información actual y de las dificultades existentes actualmente, se establecen las líneas generales para el mecanizado de materiales de matriz metálica, se buscan los correspondientes proveedores de utillajes y materiales para utilajes y se evalúan los procesos alternativos y su rango de aplicabilidad. Se tienen en cuenta casos concretos de aplicaciones específicas. En un principio este desarrollo debe ser soportado por los suministradores y los usuarios finales del producto. 9.2.9.7 Procesos de deformación de material en bruto a productos semiacabados de materiales DRA En primer lugar se establece una descripción de los procesos involucrados para determinar por qué son críticos y por que necesitan ser mejorados. Se estudian algunos casos en concreto como la extrusión y el


1401

laminado para asociar las necesidades de la tecnología de procesos de deformación. Los procesos establecidos actualmente y los que están en fase de desarrollo se muestran a continuación: Procesos establecidos actualmente: -

Extrusión Laminado Forja Perfilado

Procesos en desarrollo: -

Laminado Forja cortante Mecanizado semisólido Forjado superplástico Deformado y perfilado Enmuescado en frio y caliente Acuñado

El proceso de deformación del material representa una etapa critica durante la fabricación de estos materiales puesto que de el dependerá el conseguir propiedades físicas y mecánicas totalmente optimizadas. Estos procesos son utilizados para producir toda clase de productos con la forma final aproximada. Los procesos de polvos todavía no han alcanzado el nivel necesario para su comercialización. Los procesos de deformación es necesario mejorarlos puesto que así se reducen los costes de desarrollo del producto, reducen los costes de la producción en serie, se disminuyen los tiempos de desarrollo y además se difunde la infraestructura del mecanizado de los materiales DRA. 9.2.9.8 Desarrollo de calidades de colada de DRA para aplicaciones estructurales Existe un potencial creciente en el uso de colada de DRA para componentes críticos en estructuras complejas. El rango de aplicaciones va desde frenos en automoción hasta sistemas componentes de motores aeronáuticos. La integridad es necesario garantizarla para poder llegar estrictas especificaciones de sus propiedades. Existe por lo tanto una necesidad crítica para elevar el nivel de fiabilidad de coladas de DRA en componentes críticos de aplicaciones estructurales. Los ensayos no destructivos son necesarios para evaluar las propiedades y características de las coladas de DRA. Estos ensayos son críticos para el desarrollo y la aceptación de los materiales de coladas de DRA. Las ventajas de estos ensayos está en que: -

predicen la resistencia y la vida del material verifican las mejoras en los procesos de colada elevan el punto de referencia en las propiedades disponibles reduce los costes y tiempo de cualificación se desarrolla mas ampliamente la normativa industrial.

1402


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9.3 Materiales compuestos carbón-carbón

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9.3 MATERIALES COMPUESTOS CARBÓN-CARBÓN 9.3.1 Materiales compuestos de matriz de carbono con fibras continuas de carbono Los materiales compuestos de matriz de carbono con refuerzo de fibras de carbono, poseen muchas de las deseables propiedades a alta temperatura de los carbonos y grafitos convencionales, como la alta resistencia, el alto módulo y la baja fluencia. Además, la alta conductividad térmica y bajo coeficiente de expansión térmica junto con la alta resistencia da lugar a un material con baja sensibilidad al choque térmico. Otras características de los materiales compuestos carbono-carbono son la alta dureza a la fractura y una pseudo elasticidad, la cual le confiere un cierto parecido con los polímeros reforzados. Estos atributos hacen a los materiales compuestos carbono-carbono únicos a temperaturas tan altas como los 2800ºC. Los problemas mas importantes con los materiales compuestos de carbono-carbono han sido la oxidación a alta temperatura y las propiedades en la dirección no coincidente con la de la fibra. Los materiales compuestos de carbono-carbono undireccionales pueden alcanzar las mismas resistencias y módulos que los que se alcanzan con materiales compuestos de matriz resinosa. Además, debido a que sus propiedades se mantienen a 2000ºC, representan el principal material para aplicaciones en atmósfera inerte o aplicaciones a alta temperatura en periodos cortos de tiempo.

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9.3.1.1 Procesos carbono-carbono Los materiales compuestos carbono-carbono, se desarrollaron para soportar la severidad para diferentes condiciones de reentrada de los motores de cohetes y frenos de los aviones. Recientes trabajos realizados con polímeros reforzados con fibras utilizados en aplicaciones de escudos resistentes a la ignición por alta temperatura, indicaron que la relación de ignición más baja se lograba con polímeros que presentaban alta concentración en carbonización. Todavía más bajas relaciones de ignición se lograban precarbonizando la matriz del polímero para dar lugar a lo que se denominó “tostada quemada”. Así, se produjeron materiales compuestos de carbono-carbono de forma involuntaria en los hornos donde se producía el aislamiento del carbono produciendo grafito pirolítico. Dos procesos, impregnación líquida e infiltración gaseosa, se han desarrollado para producir los actuales materiales compuestos de carbono-carbono de altas prestaciones. Impregnación líquida. Las fibras de carbono pueden laminarse de forma uniaxial en cualquiera de las dos formas siguientes, tejidos bidimensionales o formas de tejido tridimensionales, antes de la impregnación con la matriz del material. Los preimpregnados con resinas fenólicas u otras de alta resistencia a la carbonización se utilizan para fabricar los laminados unidireccionales. El proceso preliminar es parecido al de otros materiales compuestos con fibras de carbono en matriz resinosa. El laminado se apila, se somete a bolsa de vacío, curado bajo presión o en autoclave y postcurado. Entonces, la matriz en el material compuesto se carboniza cuidadosamente y a menudo, se trata térmicamente a una temperatura mas elevada. La matriz del material pierde masa y se densifica durante este proceso. La disminución del volumen está restringido por las fibras, y dentro del material compuesto se produce una extensa microrotura de la matriz y formación de huecos. La función del proceso siguiente es convertir este material compuesto, consistente en fibras aisladas pero unidas por una atadura formada por puentes de una matriz de carbono, en una matriz resistente. Los precursores de carbono utilizados en procesos posteriores, deben tener baja viscosidad así como una buena capacidad de impregnación para tener capacidad de penetrar a través del material (figura 9.3.1). Los preimpregnados de fibra de carbono se fabrican en la forma geométrica deseada, o alternativamente, la fibra seca se lamina sobre una preforma y después se impregna con una resina líquida o alquitrán. La resina es calentada y después lentamente carbonizada. Durante la carbonización, la resina se rompe microscópicamente extensamente debido a la perdida de peso y densificación, si bien se utilizan resinas de bajo peso. Para lograr una densidad más elevada y una matriz mas resistente, el material compuesto carbono-carbono se recicla utilizando resina o impregnación de alquitrán en ciclos cortos adicionales de carbonización. La grafitización también se debe incluir para fortalecer la porosidad para la impregnación y proporcionar una estabilidad estructural y una mejor resistencia al choque térmico.

Figura 9.3.1 Fabricación de las preformas del material compuesto (a) Impregnación. (b) Carbonización. (c) Grafitización.


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Idealmente, el precursor debe ser precalentado, para prevenir la exudación de líquido en el subsecuente calentamiento, y además deberá tener una alta concentración de carbono. Con las resinas fenólicas o acetilénicas se obtiene un proceso más simple pero generalmente dan lugar a matrices de menor densidad de carbono. Los impregnantes termoplásticos, como el carbón mineral o el alquitrán del petróleo también pueden ser utilizados. Estos, deben de carbonizarse muy lentamente y bajo una presión de 10 MPa (100 bares) para prevenir productos gaseosos provenientes de la exudación del impregnante. Sin embargo, la densidad del alquitrán carbonizado es normalmente más elevada. Impregnaciones múltiples de alquitrán o resinas bajo presión seguidas de una carbonización y un tratamiento térmico a alta temperatura, a menudo con cinco o más ciclos, es la secuencia más común utilizada para producir materiales compuestos carbonocarbono. Infiltración química de vapor (CVI). [1]. La infiltración química de vapor de carbono, utiliza hidrocarburos gaseosos como el metano, propano/propileno, y el benceno para depositar una matriz de carbono internamente en una preforma de fibras de carbono. El proceso puede ser mejorado utilizando tres métodos diferentes. En la técnica mas comúnmente utilizada (figura 9.3.2. a), gas natural u otros gases carbonatados se hacen pasar a través de la preforma de fibras de carbono, situada en un horno isotermo a baja presión. La deposición uniforme a través de la preforma se puede conseguir trabajando a temperatura suficientemente baja como para permitir una rápida difusión gaseosa, comparada con la deposición de carbono. Sin embargo, el tiempo de deposición es normalmente muy largo. La transferencia de masa a través de la preforma de fibras de carbono se puede mejorar induciendo un gradiente de presión a través de él (figura 9.3.2. b). La relación de deposición puede ser mucho más elevada. El aumento de la relación de deposición puede obtenerse también utilizando un gradiente de temperatura en el proceso de deposición (figura 9.3.2. c). El principal problema con el proceso CVI es lograr una deposición uniforme de la matriz de carbono a través de una preforma de espesor grueso. La transferencia de masa del volumen de gas debe ser suficientemente alta en la preforma de fibra para mantener una concentración relativamente constante de moléculas que contienen carbono. Por lo tanto, la relación a la cual el carbono es depositado tiene que ser lenta comparada con la transferencia de masa de carbono dentro y a través de la preforma. La transferencia de masa de moléculas que contienen carbono dentro de la preforma es normalmente por difusión, la cual aumenta lentamente con la temperatura.

Figura 9.3.2 Proceso de infiltración química de vapor

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La deposición de carbono es compleja, pues el proceso global posee un coeficiente de alta temperatura. Por lo tanto, las relaciones relativas de los dos procesos pueden modificarse variando la temperatura. Para lograr una deposición relativamente uniforme de carbono a través de una pieza de 10 mm de espesor se utiliza una temperatura de 1000 a 1100ºC y se utiliza comúnmente a una presión de 500 a 3000 Pa. Se puede lograr una transferencia más rápida de masa mediante una caída de presión a lo largo de la preforma de fibra (figura 9.3.2 b). Sin embargo, la relación de deposición disminuye a medida que la presión disminuye, la cual además, produce una deposición no uniforme a través de la preforma. Al final del ciclo convencional, se puede utilizar un proceso de gradiente de presión, cuando la transferencia de masa a través de poros diminutos es extremadamente lenta. Una alternativa es utilizar un gradiente de temperatura tal que el carbono es depositado a través de un contorno móvil que recorre la pieza a lo largo del espesor (figura 9.3.2. c). El tiempo de deposición puede reducirse entonces significantemente, pues la transferencia de masa de los gases de deposición, están circundando en su mayor parte a partes de la preforma en las que todavía no han sido depositado el carbono. Desafortunadamente, la técnica produce una variación en la microestructura porque la deposición ocurre a diferentes temperaturas. Un problema con todos los procesos actuales de CVI, es la formación de poros cerrados originados por el sellado de poros con cuello de botella, y más insidiosamente regiones delaminadas. Sin embargo, los tratamientos a alta temperatura pueden emplearse para inducir microroturas en la matriz para que sean rellenadas en procesos CVI siguientes. Otra alternativa es utilizar la impregnación líquida para producir relativamente de forma uniforme poros abiertos, seguido de un proceso de CVI.

9.3.1.2 Propiedades unidireccionales Las propiedades de los materiales compuestos carbono-carbono dependen de las propiedades de los constituyentes, fibra y matriz, y de la unión entre ambos. El comportamiento mecánico de los materiales compuestos carbono-carbono en comportamiento a fractura a tracción difiere de los materiales compuestos de matriz resinosa en dos aspectos principales. Primero, los polímeros utilizados en muchas aplicaciones actuales, tienen deformaciones hasta la rotura mucho mas elevadas que las fibras de refuerzo. En los sistemas carbono-carbono, la deformación hasta la rotura de la matriz es normalmente más baja que la de las fibras, y verdaderamente, está frecuentemente con microroturas después del proceso de tensión. Por lo tanto, en vez de que las fibras inician la rotura como en los materiales compuestos poliméricos, las matrices de carbono fallan primero. La segunda mayor diferencia es que, el módulo de la fibra y la matriz pueden ser similares. Por lo tanto, la carga será compartida mas parejamente entre la fibra y la matriz que en los sistemas poliméricos. Pero aún con estas dos diferencias que existen entre los sistemas de matriz de carbón y matriz polimérica, como aproximación general, el incremento de la resistencia y la dureza a la fractura es la misma. Es decir, cuando las fibras o la matriz en un material compuesto comienzan a fallar en una secuencia estadística, es ventajoso prevenir estos fallos locales que se propagan al resto de la pieza y causan la rotura catastrófica. Comportamiento a fractura. Generalmente el acoplamiento entre las fibras y la matriz que surge a partir tanto de la adhesión química como mecánica, es el instrumento que controla la propagación de la grieta y la extensión del daño. El tipo de fibra, matriz precursora y los siguientes tipos de procesado, determinan la resistencia del acoplamiento en la interfase. Los límites experimentalmente observados en materiales compuestos carbono-carbono sobre el acoplamiento van del 100% al 0%. Para una unión interfacial fuerte, la grieta, que se forma en la deformación a la rotura mas baja de la matriz, se propaga a lo largo de la interfase fibra-matriz para causar finalmente la rotura de la fibra (figura 9.3.3. a). Por lo tanto la rotura es frágil y la resistencia del material compuesto es gobernada por la deformación a la rotura de la matriz. Materiales compuestos de resistencia más elevada se pueden obtener utilizando fibras de módulos


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más elevados, pero la deformación a la rotura permanecerá baja [2]. Tanto las fibras que son tratadas superficialmente para mejorar la adhesión como las matrices con altos encogimientos por la carbonización, mejoran un fuerte acoplamiento entre la fibra y la matriz, en el primer caso por unión química y en el segundo caso por una tensión de compresión perpendicular a la interfase [3] y [4]. Cuando existe un débil acoplamiento entre la fibra y la matriz, el material compuesto puede mostrar un incremento substancial en resistencia y dureza a la rotura, cuando se carga en dirección paralela al eje de la fibra. En este caso, a medida que el material compuesto se va cargando hasta la deformación a la rotura de la matriz, la rotura de la matriz causa un despegado entre la fibra y la matriz a medida que la grieta se propaga hacia la interfase. La fibra puentea la grieta y mantiene la capacidad de resistir carga (figura 9.3.3. b). Las grietas de la matriz a menudo se observan crecer a lo largo de la anchura del espécimen, perpendicular a la tensión. Se forman numerosas grietas en la matriz y la rigidez efectiva del material compuesto disminuye. La forma natural de la curva tensión-deformación depende de los módulos de la fibra y de la matriz, y de las distribuciones de los fallos. Aumentando la carga se inicia la fractura de la fibra y por tanto la rotura. Si el ensayo es con desplazamiento controlado, la carga aumenta hasta un máximo en el cual ocurren significantes fracturas de las fibras, y entonces disminuye lentamente cuando las fibras tiran de la matriz (línea de puntos en la figura 9.3.3 (b)). En muchos casos con materiales compuestos carbonocarbono, la matriz es fuertemente fracturada en procesos de encogimiento ó por el enfriamiento desde una alta temperatura en un tratamiento térmico. Entonces está ausente la gran discontinuidad que ocurre cuando la matriz se fractura (figura 9.3.3 (c)).

Figura 9.3.3 (a) Curvas tensión-deformación. 100% acoplamiento fibra-matriz.

Figura 9.3.3 (b) Curvas tensión-deformación. 0% acoplamiento fibra-matriz

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Figura 9.3.3.(c) Curvas tensión-deformación. Matriz preagrietada El efecto del acoplamiento fibra-matriz en las propiedades mecánicas ha sido documentado al estudiar las fibras de carbono basadas en el poliacrilonitrilo (PAN) de módulos diferentes con y sin tratamiento superficial para mejorar el acoplamiento fibra matriz [5] y [6]. El acoplamiento para los materiales compuestos de matriz resinosa, se observa que disminuye con el aumento del módulo tanto para las fibras tratadas superficialmente como para las que no han sido tratadas, aunque la magnitud es superior en las fibras que han sido tratadas superficialmente. C.R Thomas y E.J. Walker [7], encontraron que tanto las fibras tratadas superficialmente como las que no, de bajo módulo (230 GPa) en materiales compuestos carbono-carbono, fallaban a la deformación de rotura de la matriz (0,1%). Cuando se evaluaron las fibras de alto módulo y alta tracción (265 GPa), las fibras tratadas superficialmente (HT) todavía fallaban a la deformación de rotura de la matriz. Sin embargo, las fibras sin tratar superficialmente, de alta tracción (HTU) produjeron mucha más elevada resistencia y dureza a la fractura (Tabla 9.3.1). Para fibras de alto módulo (400 GPa) tratadas superficialmente (HMS), las propiedades mecánicas del material compuesto, dependen de la temperatura del tratamiento térmico. El tratamiento térmico a 1000ºC producía materiales compuestos carbono-carbono que rompían a 250 MPa o a la deformación de rotura de la matriz (0,1 a 0,2 %), y mostraron una dureza a la fractura de 1 Kj/m2. El tratamiento térmico a 2600ºC causaba la microrotura en el enfriamiento y el desacoplamiento dentro del material compuesto carbono-carbono. La resistencia fue más del doble y la dureza a la fractura fue incrementada en un factor de 20. Los materiales compuestos con fibras de alto módulo sin tratamiento superficial (HMU) (400 GPa) produjeron buena dureza y resistencia incluso después de la carbonización (1000ºC). Las propiedades a alta temperatura de los materiales compuestos de alto módulo (HM) han sido medidos desde la temperatura ambiente a la temperatura de 2.000ºC. El módulo disminuye de 180 GPa a temperatura ambiente a 175 GPa a 2.000ºC. La resistencia es también sorprendentemente constante, variando de 0,95 GPa a temperatura ambiente a 1,2 GPa a 1.000ºC y 1,1 GPa a 2.000ºC. Sin embargo la deformación de rotura aumenta del 0,48% a temperatura ambiente a 0,65% a 1.000ºC y 0,73% a 2.000ºC. La debilidad de la interfase fibra-matriz hace que la resistencia del material compuesto sea dominada por resistencia de la fibra paralela al eje de la fibra y tener un elevado valor de la dureza a la fractura debido al estiramiento que hace la fibra de la matriz. Sin embargo, las resistencias fuera del eje de la fibra, como la resistencia a cortadura y la tensión transversal se ven severamente degradadas [8]. En muchas aplicaciones, son estas tensiones fuera del eje de la fibra las que limitan el diseño.


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Tabla 9.3.1 Propiedades mecánicas de materiales compuestos carbono-carbono unidireccionales (55% en volumen) Dirección Paralela HTU HMS Módulo (GPa) Tracción Compresión Resistencia (MPa) Tracción Compresión Flexión Cortadura Dureza a fractura (Kj/m2)

Dirección Perpendicular HTU HMS

125 10

220 250

7,5

-

600 285 1250-1600 20 70

575 380 825-1000 28 20

4 25 20 0,4

5 50 30 0,8

Módulo. El tipo de precursor de la matriz también afecta al módulo del material compuesto (tabla 9.3.2). Los precursores de resina que sujetan e impregnan, normalmente suelen dan lugar a carbonos isótropos de bajo módulo, y en bajos volúmenes no contribuyen substancialmente al módulo del material compuesto. Comparando, los precursores de alquitrán generalmente se transforman a un estado de mesofase (líquido-cristalina), la cual se ordena frecuentemente paralela a la dirección de las fibras. Durante la grafitización se produce una matriz grafítica altamente orientada, dando lugar a una contribución en alto módulo paralela al eje de las fibras. Tabla 9.3.2 Efecto del precursor de la matriz en el módulo del material compuesto (Factor de rigidización de la fibra asumiendo que toda rigidez viene de las fibras de alto módulo (HM))

Resina fenólica Alquitrán

Tratamiento térmico a 1.000ºC 110% 130%

Tratamiento térmico a 2.600ºC 140% 210%

Fatiga. La fatiga de los materiales compuestos carbono-carbono, cabría esperar que fuera un problema debido a las extensas microroturas que están presentes incluso antes de la primera carga. Las grietas en la matriz aumentan durante los ciclos posteriores, y disminuyen el módulo y se observa una capa de polvo de la matriz en el material compuesto. La resistencia a tracción transversal y la resistencia a cortadura son igualmente degradadas durante la fatiga causada por la carga en dirección paralela al eje de las fibras. Sin embargo, se ha encontrado que la fatiga es proporcionalmente mejor que en los materiales compuestos de matriz resinosa. Expansión térmica. La expansión térmica de los materiales compuestos carbono-carbono tiende a estar dominada por las fibras paralelas al eje de las fibras. Los coeficientes de expansión térmica varían de ser ligeramente negativos a temperatura ambiente para fibras de alto módulo a ser ligeramente positivos para fibras de bajo módulo. Los coeficientes llegan a ser positivos a temperaturas mas elevadas, pero en todos los casos permanecen bajos. Los coeficientes de expansión térmica transversales dependen de la

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matriz, de las fibras y de los huecos. La naturaleza anisótropa de la expansión térmica del cristal de grafito, provoca microroturas entre los planos fundamentales en los enfriamientos debido a las restricciones mecánicas. Los huecos que se forman durante el enfriamiento, se extienden durante siguientes recalentamientos, lo que puede resultar en un coeficiente de expansión térmica mas bajo. Sin embargo, la expansión térmica transversal es varias veces la expansión térmica axial. Esta diferencia en el coeficiente de expansión térmica genera tensiones residuales tan elevadas durante el enfriamiento producido en el proceso, que los laminados como el 0º/90º2/0º, no pueden ser fabricados con buena integridad. Una solución parcial ha sido la utilización de tejidos, los cuales minimizan este problema. Oxidación. La oxidación de materiales compuestos carbono-carbono puede empezar a temperaturas tan bajas como los 400ºC. La relación de oxidación depende de la perfección de la estructura del carbono y su pureza. Carbonos altamente desordenados, como las resinas carbonizadas obtenidas a tratamientos térmicos a bajas temperaturas, se oxidan en apreciables relaciones a 400ºC. Estructuras altamente grafíticas como las fibras de carbono basadas en alquitrán, pueden ser calentadas a temperaturas de 650ºC antes de que una extensa oxidación ocurra. A estas bajas temperaturas, los carbonos son muy susceptibles de una oxidación catalítica por los metales álcali, como el sodio, y por metales multivalencia como el hierro y el vanadio en concentraciones extremadamente bajas. Por lo tanto, la relación de oxidación se determina por la pureza inicial del material compuesto carbono-carbono, o por la contaminación en servicio. Los boratos y particularmente los fosfatos se ha encontrado que inhiben la oxidación hasta los 600ºC. La oxidación a elevadas temperaturas llega a ser mas rápida y a los 1300ºC está completamente limitada por el transporte de masa de oxígeno a la superficie y por el monóxido y dióxido de carbono exterior a ella. Los materiales compuestos carbono-carbono pueden ser atacados por ácidos fuertemente oxidantes, pero son inertes a la mayoría de los ácidos y a todos los alcalinos, sales y disolventes orgánicos.

9.3.2 Materiales compuestos de matriz de carbono con refuerzos multidireccionales de carbono Los materiales compuestos de matriz de carbono/grafito con refuerzos multidireccionales entran dentro de los materiales designados como materiales carbono-carbono porque contienen fibras de carbono o grafito en una matriz de carbono o grafito. Los materiales compuestos carbono-carbono originales desarrollados a principios de los sesenta eran construcciones bidimensionales, basados en laminados de tejido de carbono fenólico tratado térmicamente. La disponibilidad de fibras de carbono de alta resistencia y alto módulo y sustratos de preformas multidireccionales a mitad de los años sesenta, condujo al desarrollo de materiales compuestos carbono-carbono multidireccionales. Los materiales compuestos carbono-carbono multidireccionales contienen fibras de refuerzo en tres o más direcciones.

9.3.2.1 Preformas de tejido multidireccionales La principal ventaja de los materiales compuestos de carbono-carbono multidireccionales es la libertad para orientar los tipos de fibras seleccionadas y la cantidad de estas para acomodar las cargas de diseño a la composición final de la estructura. La tecnología de fabricación multidireccional proporciona los medios necesarios para producir materiales compuestos hechos a medida. El tipo de preforma multidireccional más simple se basa en una construcción tridireccional ortogonal, la cual se utiliza actualmente para tejer preformas rectangulares en forma de bloque. Como se muestra en la figura 9.3.4, este tipo de preforma consta de multitud de fajos de hilos localizados en los ejes cartesianos.


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Cada uno de estos fajos de hilos está recto para conseguir la máxima capacidad estructural de la fibra. Las preformas están definidas por el tipo de hilos, el número de hilos por ubicación, el espacio entre las ubicaciones adyacentes de los hilos, la fracción en volumen de fibra en cada dirección y la densidad de la preforma. Los datos de la tabla 9.3.3 ilustran las características de las preformas de fibras de carbonotridireccionales seleccionadas.

Figura 9.3.4 Construcción de una preforma tridireccional ortogonal

Tabla 9.3.3 Características de las preformas tejidas tridireccionales

M ater ia l

T h o rn el 5 0

T h o rn el 7 5

N úmero de m a n ojo s

D en sid a d (K g /m 3 ) 640 750 680 800 700 650 720

x 1 1 2 2 1 2 2

y 1 1 2 2 1 2 2

z 1 2 1 6 2 1 2

E spa c io e n tr e c en tro s d e m a n ojo s (m m ) x ,y z 0 .5 6 0 .58 0 .7 1 0 .58 1 .0 2 0 .58 0 .6 9 1 .02 0 .5 6 0 .58 0 .8 4 0 .58 1 .0 7 0 .58

P o rc e ntaje e n v olu m e n d e fib ra (% ) x 0 .1 4 0 .1 1 0 .1 4 0 .1 2 0 .0 9 0 .1 2 0 .0 9

y 0 .14 0 .11 0 .14 0 .12 0 .09 0 .12 0 .09

z 0 .1 3 0 .2 3 0 .1 2 0 .2 4 0 .1 7 0 .0 9 0 .1 8

Se pueden realizar algunas modificaciones sobre la construcción básica tridireccional ortogonal de manera que se puedan lograr preformas mas isótropas. Esto se realiza introduciendo hilos adicionales en otras direcciones. Por ejemplo, una construcción pentadireccional se puede realizar añadiendo dos direcciones de refuerzo que están a ±45º con respecto a los hilos que están en el plano x-y de la preforma. Otra opción es introducir hilos diagonales a través de las esquinas y a través de las caras de la preforma tridireccional rectangular para conseguir una construcción multidireccional que no es plana. El tipo de preforma multidireccional utilizada para cilindros y otras geometrías de revolución, es la construcción

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tridireccional con hilos orientados en las coordenadas polares, en las direcciones axial, radial y circunferencial. Como en las preformas de bloques ortogonales, el tipo de hilo, espaciado entre manojos y fracción de volumen se puede variar en las tres direcciones.

Figura 9.3.5 Disco de freno de Formula 1, fabricado en C/C Selección de la fibra. Las fibras están disponibles normalmente en manojos que contienen de 1.000 a 12.000 filamentos por hebra. Las fibras seleccionadas deben de ser compatibles con el proceso de tejeduría y de densificación y deben proporcionar las propiedades físicas y estructurales requeridas por el material compuesto. Las fibras de más alto módulo han sido sometidas a las temperaturas más elevadas del tratamiento térmico durante el proceso de manufactura. Las propiedades de estas fibras de alto módulo están menos afectadas de la exposición a temperaturas durante la fabricación de los materiales compuestos carbono-carbono que las fibras de alta resistencia y módulo intermedio, las cuales no han sido previamente sometidas a temperaturas de grafitización. En la mayoría de los casos, las propiedades de las fibras son degradadas por varias etapas que ocurren durante la fabricación de los materiales compuestos carbonocarbono, como el manejo manual y el propio proceso en sí. Se utilizan pequeñas cantidades de recubrimientos poliméricos o acabados para reducir el daño durante el manejo de las fibras en la fabricación y para mejorar la compatibilidad fibra-matriz. Fabricación. Las preformas multidirecionales originales utilizaban precisos utillajes para situar los manojos de fibras en la posición adecuada, pero las operaciones de tejeduría se realizaban de forma manual. Las operaciones de tejeduría actualmente se han automatizado, aunque muchos de los detalles referentes al equipamiento y proceso son confidenciales. La mayoría de las preformas multidireccionales utilizadas para los materiales compuestos carbono-carbono, son las preformas de construcciones ortogonales y polares que se han mostrado en las figuras 9.3.4 y 9.3.5 respectivamente, o combinaciones de estas. Las técnicas utilizadas para fabricar estas preformas son, el tejido de manojos secos, el tejido perforado, el ensamblado de manojos rigidizados con resina y el enrollamiento continuo modificado.

9.3.2.2 Proceso de densificación Generalmente, el mejor material compuesto carbono-carbono resulta de un proceso de densificación que rellena el volumen libre de la preforma con una matriz densa que se adhiera bien al carbono o grafito. El proceso actual de densificación viene dado por las características de la preforma. El tipo de fibra de carbono, el volumen de fibra, el espesor de la preforma y la distribución y tamaño de los huecos dentro de la preforma son cuatro de los más importantes factores a tener en cuenta. Las matrices precursoras y el


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proceso de densificación tienen que ser modificados para cada tipo particular de preforma que esté siendo utilizada. Impregnantes de la matriz precursora. Las dos categorías generales de matrices precursoras utilizadas para la densificación de materiales carbono-carbono, son resinas termoestables, como las fenólicas y alquitranes basados en carbón mineral y petróleo. Las características de un alquitrán típico y una resina típica se muestran en las tablas 9.3.4 y 9.3.5. Tabla 9.3.4 Propiedades típicas de alquitrán de carbón

Punto de ablandamiento (ºC)

94-107

Viscosidad a 250ºC (Pa·s)

0,03-0,05

% de Bencenos insolubles

24-28

Gravedad específica

1,28-1,31

% Sulfuros

0,1-0,6

% Cenizas

0,2-0,5

Valor de coke

52-62

Tabla 9.3.5 Propiedades típicas de resina fenólica

Gravedad específica % Contenido en sólidos Viscosidad a 25ºC (Pa·s) Índice refractivo Tiempo de curado a 165ºC (s) % De formaldehido libre % De fenol libre Potasio, litio, hierro

1,08-1,09 60-62 0,12-0,20 1,518-1,525 85-105 0-0,5 11,5-13,5 < 10 ppm total

Impregnación líquida. La técnica general de trabajo utiliza impregnantes líquidos orgánicos como matrices precursoras del carbono, que trae consigo muchos ciclos de impregnación de la preforma y tratamiento térmico para producir el material compuesto densificado. Se deben considerar factores tales como la viscosidad impregnante, la fluencia de la coca, densidad, microestructura y grado de grafitización. Todos estos factores están influenciados por las relaciones tiempo-tempertura-presión empleados durante el proceso. Deposición química de vapor (CVD). Este proceso para la densificación de materiales carbonocarbono trae consigo la pirólisis de un hidrocarburo en fase gaseosa como el metano. El carbono se deposita sobre las superficies exteriores e interiores de la preforma multidireccional porosa. Las fibras de carbono de la preforma se someten a calor radiante en un horno. El hidrocarburo y los gases que lo portan se introducen

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en el horno, normalmente a bajas presiones. En la tabla 9.3.6 se muestran algunos datos del proceso de densificación de una preforma multidireccional por la técnica de deposición química de vapor. Tabla 9.3.6 Proceso de deposición química de vapor (CVD) para la densificación de una preforma multidreccional Condiciones del proceso Temperatura (ºC)

1100

Presión (Pa)

1350

Hidrocarburo

gas natural

Pasos del proceso 1º

Procesado de la preforma tredireccional hasta una densidad de 1200 Kg/m3

2º

Mecanizado de la superficie de la preforma

3º

Proceso durante 650 horas hasta la densidad de 1600 Kg/m3

9.3.2.3 Propiedades El diseño de las preformas, tipo de fibra, matriz precursora y proceso, influirán en las propiedades finales del material compuesto. No hay propiedades estándar porque el número de posibles variaciones es casi ilimitado. Los valores de la tabla 9.3.7 muestran las propiedades típicas de un material compuesto carbono-carbono con refuerzo tridireccional ortogonal, además de mostrar las características que son típicas de la mayoría de los materiales compuestos carbono-carbono: - Baja expansión térmica que aumenta con la temperatura - Aumento de la resistencia con la temperatura - Disminución de la conductividad térmica con la temperatura.


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Tabla 9.3.7 Propiedades típicas de un material compuesto carbono-carbono con refuerzo tridireccional ortogonal

Propiedad Densidad (Kg/m3)

Dirección Z

Dirección X - Y

1900

1900

Resistencia a tracción (MPa) - a temperatura ambiente

310

103

- a 1900ºK

400

124

- a temperatura ambiente

152

62

- a 1900ºK

159

83

Módulo a tracción (GPa)

Resistencia a compresión (MPa) - a temperatura ambiente

159

117

- a 1900ºK

196

166

Módulo a compresión (GPa) - a temperatura ambiente

131

69

- a 1900ºK

110

62


246

149

- a 1900ºK

60

44


0

0

- a 1900ºK

3

4

- a 3000ºK

8

11

Conductividad térmica (W/m ºK)

Coeficiente de expansión térmica (10-6/K)

9.3.3 Materiales compuestos de matriz de carbono resistentes a la oxidación Los materiales compuestos (carbono-carbono) de matriz de carbono reforzada con fibras de carbono resistentes a la oxidación, están siendo desarrolladas para aplicaciones tanto militares como aerospaciales. Este material está actualmente siendo utilizado como protección térmica del cono y bordes de ataque de las alas de los vehículos de lanzaderas espaciales cuando se produce la reentrada en la atmósfera. El uso de materiales compuestos carbono-carbono para boquillas de cohetes y componentes resistentes a la reentrada en la atmósfera, requieren una estabilidad a alta temperatura de corta duración y una elevada resistencia al choque térmico, pero no está involucrado en operaciones con grandes cargas estructurales. Como se muestra en la tabla 9.3.8, esto no se debe a la pérdida de capacidad estructural del material compuesto. Los materiales compuestos carbono-carbono pueden fabricarse con propiedades mecánicas que son atractivas para aplicaciones estructurales a muy altas temperaturas. La reducción sustancial de

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propiedades listadas en la tabla 9.3.8 llega a ser importante por encima de una temperatura de 2.000º. Este comportamiento único, combinado con la resistencia a la rotura catastrófica por el endurecimiento de la fibra, sus bajos cambios dimensionales por acción térmica y densidades por debajo de los 2.000 Kg/m3, dan como resultado una clase de materiales con el potencial más alto para aplicaciones estructurales térmicas. Tabla 9.3.8 Propiedades de materiales compuestos carbono-carbono de altas prestaciones

Refuerzo

Fracción de volumen de fibra en %

Densidad en Kg/m3

Resistencia a flexión en MPa

Resistencia a tracción en MPa

Módulo a flexión en GPa

Coeficiente de expansión térmica en 10-6/K

Unidireccional

65

1,7

827

690

186

1,0

Ortogonal

55

1,6

276

-

76

1,0

El uso principal de los materiales estructurales a altas temperaturas se realiza en las tomas de aire de los sistemas de propulsión y componentes que experimentan calentamiento aerodinámico por un largo periodo de tiempo. El requerimiento de resistencia a la oxidación está inherente en estas aplicaciones y es actualmente la mayor barrera para el uso de materiales compuestos carbono-carbono en muchos sistemas importantes a altas temperaturas. Aunque existen unos métodos específicos para conseguir una efectiva resistencia a la oxidación en particulares condiciones de operación, se pueden aplicar un conjunto de consideraciones comunes.

9.3.3.1 Consideraciones generales Todos los métodos que hay para proteger los materiales compuestos carbono-carbono de la oxidación utilizan un recubrimiento externo como primera barrera contra el oxígeno. El recubrimiento debe de ser resistente a la oxidación, debe tener baja permeabilidad al oxígeno y debe ser compatible con el sustrato del material compuesto. La mayoría de los trabajos realizados en relación a recubrimientos para que los materiales compuestos carbono-carbono resistan la oxidación están basados en desarrollos pasados para la protección de la oxidación del grafito. El primer candidato para desempeñar el papel de recubrimiento protector contra la oxidación a temperaturas por debajo de los 1.750ºC, es el carburo de silicio (SiC), porque es altamente resistente a la oxidación, químicamente compatible con el carbono y posee un relativamente bajo coeficiente de expansión térmica. La limitación en temperatura para el SiC en ambiente oxidante es debida a la reacción química entre el SiC y dióxido de silicio (SiO2), que deja al SiO2 en no protector, dando lugar a una erosión rápida del recubrimiento de SiC. Los recubrimientos de nitruro de silicio (Si3N4), también se están desarrollado para proteger los materiales compuestos de carbono-carbono. Los recubrimientos de Si3N4 tienen un coeficiente de expansión térmica más bajo que el SiC, pero se aplican generalmente a láminas delgadas de SiC, y tienen esencialmente el mismo límite de temperatura del SiC. Puesto que los coeficientes de expansión térmica del SiC y del Si3N4 son bajos, las diferencias con los coeficientes de materiales compuestos carbono-carbono de altas prestaciones, presentan algún problema. El problema proviene de que los materiales compuestos carbono-carbono poseen un coeficiente de expansión térmica extremadamente bajo, y aunque los recubrimientos posean un coeficiente de expansión térmica bajo, siguen existiendo diferencias importantes. Las grietas a tracción que se desarrollan en los recubrimientos


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a temperaturas por debajo de la temperatura de deposición de los recubrimientos, dejan la lámina de carbono adyacente susceptible de una rápida oxidación. Una solución a este problema es utilizar vidrio para sellar las grietas en el recubrimiento exterior. Los sellantes de vidrio deben de ser químicamente compatibles con el carbono y el recubrimiento exterior, y deben tener una viscosidad y características de impregnación que faciliten la formación de láminas adherentes continuas. Uno de estos sellantes que mejor cumple estos requerimientos es el boro. El boro se conoce como un ingrediente clave en la protección a la oxidación de los grafitos, y ha sido utilizado como recubrimiento superficial y como inhibidor de la oxidación interna en los últimos desarrollos de los materiales carbono-carbono. Para aplicaciones a corto plazo, el uso de óxido de boro (B2O3) o boratos de vidrio para proteger materiales de carbono, se ha restringido a temperaturas por debajo de los 1400ºC. Esta limitación es debida a la vaporización del B2O3 y la reacción química con el carbono. La protección frente a la oxidación de los materiales compuestos carbono-carbono, por encima de los 1750ºC trae consigo el uso de metales nobles o recubrimientos cerámicos altamente refractarios como primera barrera contra el oxígeno. El metal noble más atractivo para la protección del carbono a elevadas temperaturas es el iridio. Además de un punto de fusión de 2440ºC, el iridio tiene una muy baja permeabilidad al oxígeno hasta los 2.100ºC y es no reactivo con el carbono por debajo de los 2.280ºC, además de ser una efectiva barrera de difusión del carbono. Las desventajas de utilizar iridio son, la erosión por la formación de óxidos volátiles, la pérdida de adherencia con el carbono, y la incompatibilidad de expansión térmica con materiales compuestos carbono-carbono de altas prestaciones. Las diferencias en la expansión térmica es probablemente la mas significante dificultad. La adhesión del iridio al carbono se ha demostrado con técnicas especiales, y una de las posibles soluciones es un sobrerecubrimiento óxido del material refractario. El uso de recubrimientos cerámicos refractarios para la protección frente a la oxidación a elevadas temperaturas, está limitado en principalmente por la alta permeabilidad al oxígeno de los óxidos refractarios. Todos los carburos refractarios, nitruros, boruros y silicatos se oxidan rápidamente por encima de los 1.750ºC, y la mayoría se oxidan a temperaturas mucho más bajas. Esto se debe a la formación de volátiles, poros y óxidos no adherentes y debido al hecho de que los óxidos estables tienen inherentemente altas permeabilidades al oxígeno. La naturaleza porosa de las láminas de óxido, es debida a la rápida difusión del oxígeno del estado sólido, dando lugar a una pérdida de tiempo para acomodar los productos volátiles o el mismo óxido sólido. Incluso los componentes más resistentes a la oxidación, exhiben una rápida oxidación a temperaturas superiores a los 1.750ºC. Algunas posibles excepciones a este comportamiento son las mezclas de boruro de hafnio (HfB2) y SiC, que tiene el potencial de proporcionar protección efectiva a corto plazo a temperaturas superiores a 1.900ºC. Basado en este último hecho, la protección de materiales compuestos carbono-carbono mediante recubrimientos cerámicos a muy elevadas temperaturas es actualmente factible para muy cortos periodos de tiempo. La protección en largos ciclos de tiempo, requiere identificar efectivamente las barreras del oxígeno y la solución a otros problemas como la compatibilidad química con el carbono y la buena conjunción de los coeficientes de expansión térmica.

9.3.4 Materiales compuestos estructurales de matriz de carbono Los materiales compuestos carbono-carbono se pueden utilizar en otras numerosas aplicaciones que no requieran estabilidad sostenida a alta temperatura. Los materiales compuestos carbono-carbono son biocompatibles y pueden ser fabricados con propiedades direccionales. La amplia gama de propiedades físicas útiles disponibles por los diseñadores, permite llevar a cabo aplicaciones que van desde prótesis hasta estructuras espaciales. Los finos diámetros de las fibras se utilizan para desarrollar rotores de

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turbinas y componentes rígidos y ligeros de estructuras espaciales. Las características de fricción y la resistencia al choque térmico de los materiales compuestos carbono-carbono se han explotado en frenos de altas prestaciones en aviones. Cada una de estas aplicaciones requiere una única combinación de fibras, matrices, y propiedades compuestas. Los métodos de fabricación de los materiales compuestos carbono-carbono pueden variar mucho para fabricar paneles planos y tubos. Los métodos utilizados pueden ir desde laminados manuales simples planos, laminados en formas de revolución para tubos y en superficies curvas, hasta trenzados para tubos largos. En la mayoría de los casos, las fibras se mantienen juntas a través de los primeros pasos del proceso de fabricación con una resina fenólica. Los materiales compuestos entonces se tratan térmicamente para convertir la resina fenólica en carbono, normalmente entre 600ºC y 900ºC. Después de este paso, los líquidos impregnantes, como resina, alquitrán, o una combinación de los dos, se utilizan normalmente para reducir el nivel de poros abiertos del 15 al 20%. Estos impregnantes se convierten también en carbono a temperaturas de entre 1100ºC a 1900ºC, los cuales completan la densificación de los materiales compuestos carbono-carbono. Los materiales compuestos carbono-carbono han sido fabricados para hacer tubos de hasta 1 metro de longitud con diámetros variando de 30 a 100 mm y espesores de pared tan delgados como 1 mm. Los paneles carbono-carbono se han fabricado en dimensiones de hasta 0.3 x 0.3 m y espesores tan delgados como 0.2 mm.

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9.4 MATERIALES COMPUESTOS DE MATRIZ CERÁMICA 9.4.1 Materiales compuestos de matriz cerámica estructurales Aunque la mayoría de las cerámicas son materiales compuestos en el sentido de que ellas contienen más de una fase vítrea ya sea cristalina o amorfa, ha sido costumbre referirse a estos materiales como monolíticos debido a su continuidad fenomenológica, particularmente en términos de comportamiento mecánico. El término «material compuesto» ha sido normalmente reservado a materiales de dos fases expresamente fabricados para mejorar ciertas propiedades mas allá de las esperadas por materiales convencionales o monolíticos. Como ejemplo de las ventajas de un sistema compuesto, las mejoras en las propiedades mecánicas de las cerámicas han sido posibles por el refuerzo con fibras de vidrio y carbono (CRG) que contienen un 40% de fibras continuas de carbono alineadas [1]. La rigidez del material se incrementa por un factor de tres, porque las fibras son más rígidas que la matriz y la resistencia se incrementa por un factor de siete porque las fibras son mucho más resistentes que la matriz. La más espectacular mejora sin embargo, es en la energía de fractura del material, la cual se incrementa en tres ordenes de magnitud. En la Figura 9.4.1 se representan los tubos de escape del avión Dornier 228 con un diámetro de 110 mm.

9.4 Materiales compuestos de matriz cerámica

1425

Figura 9.4.1 Tubos de escape del avión Dornier 228 realizados en matriz cerámica. El diámetro de los tubos de escape es 110 mm. Excepto para la rigidez, un comportamiento similar se indica en la figura 9.4.2, que compara el comportamiento tensión-deformación de nitruro de silicio monolítico con dos variedades de fibras de carburo de silicio en una matriz de nitruro de silicio.

Figura 9.4.2 Materiales compuestos de nitruro de silicio (Si3N4), carga frente a deflexión Debido a que el desarrollo de las cerámicas reforzadas con fibras ha seguido el desarrollo y disponibilidad de los materiales fibrosos, la mayoría de los trabajos recientes se refiere a la adición de fibras metálicas a matrices cerámicas. En general estos materiales no han mostrado una resistencia adicional aunque su resistencia al choque térmico se mejoró marcadamente, la cual ha sido atribuida al papel desempeñado por la fibra metálica que actúa como tope del agrietamiento en una matriz frágil. Esta técnica fue útil en el desarrollo de materiales en aplicaciones de fuertes tensiones térmicas como los motores de cohetes y vehículos hipersónicos. El trabajo actual a menudo está enfocado en el desarrollo de materiales cerámicos con propiedades mecánicas mejoradas con respecto a las matrices cerámicas sin reforzar. Estos estudios han seguido dos

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direcciones diferentes. Una aproximación ha sido añadir modestas cantidades de fibra corta de refuerzo a una cerámica para producir un material compuesto que refleje extensamente las propiedades del material sin reforzar pero que tenga mejoras considerables en la dureza mecánica. La otra aproximación, la cual ha estado más cercana al desarrollo de materiales compuestos convencionales con fibras, trata de utilizar totalmente la alta resistencia y rigidez de las fibras de carbono y cerámicas, produciendo materiales compuestos con altas fracciones de volumen de fibra continua de refuerzo. En este caso la matriz cerámica tiene una importancia secundaria en la resistencia pero proporciona una capacidad a temperatura más elevada que la que se puede lograr con matrices metálicas o poliméricas. Ambas aproximaciones han tenido éxito en producir materiales compuestos con propiedades mejoradas para el uso en temperaturas bajas e intermedias. El desarrollo de un material compuesto de alta temperatura, particularmente para su utilización en ambientes oxidantes ha tenido menos éxito.

9.4.1.1 Principios de refuerzo con fibras La fase de refuerzo en un material compuesto reforzado con fibras puede estar presente en un diverso número de formas. Resistencia mas elevada, rigidez, y dureza se consiguen con fibras continuas y alineadas. El alineamiento de las fibras habilita la incorporación de una mayor cantidad de fibra y permite una menor porosidad en la matriz. En la práctica, la óptima carga de fibra en materiales compuestos de matriz cerámica se ha encontrado alrededor del 50%. Aumentando la porosidad de la matriz por encima de este límite produce un descenso de las propiedades. Esto se tiene que contrastar con los materiales compuestos de matrices poliméricas, en donde cargas del 60 al 70% en volumen, se consiguen de forma fácil. La anisotropía de las fibras continuas y alineadas se puede reducir laminando láminas en ángulos diferentes, para así obtener resistencia y rigideces suficientes en las orientaciones requeridas. La teoría de laminados que predice las propiedades y el diseño del laminado están perfectamente desarrolladas y pueden ser aplicadas a los materiales compuestos de matriz cerámica. Los materiales compuestos de matriz cerámica se producen por procesos de fabricación a alta temperatura, las diferencias entre los coeficientes de expansión térmica (CTE) de las fibras y la matriz producen unas tensiones térmicas contrastadas durante el enfriamiento. Cuando el coeficiente de expansión de la matriz es mayor que el de las fibras, el efecto puede ser la rotura severa de la fase matriz durante el enfriamiento (especialmente en matrices densas); cuando es menor que el de las fibras, las fibras pueden encoger radialmente dentro de la matriz y disminuir la adhesión fibra-matriz. Es necesario seleccionar los coeficientes de expansión para obtener propiedades óptimas, que están regidas por las combinaciones de las dos fases, la matriz y la fibra. La rotura por diferente comportamiento térmico es más severo con fibras cortas y distribuidas al azar. Este comportamiento diferente con la temperatura puede ser acomodado en mejor manera en materiales compuestos con fibras continuas y alineadas, en donde la rotura se encuentra más localizada, en parte porque es resistida por los mecanismos de absorción de energía proporcionados por la fase reforzante. Para un material compuesto con fibra continua y alineada que se tensiona en la dirección de la fibra, la resistencia y el módulo elástico se puede calcular en una primera aproximación, asumiendo iguales deformaciones en la fibra y en la matriz [2] y [3]. Las tensiones entonces se distribuyen entre las fibras y la matriz en una relación que está determinada por la relación entre el módulo de la fibra y el de la matriz y por la cantidad de refuerzo presente. Estos resultados se expresan en la regla de las mezclas, donde el módulo elástico del material compuesto Ec se expresa como: Ec = Ef Vf + Em Vm

(Ec. 9.4.1)


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donde Ef y Em son los módulos elásticos de Young de las fibras y la matriz, y Vf y Vm son las fracciones de volumen de las fibras y la matriz. La resistencia de un material compuesto con fibras continuas y alineadas (σc)u se expresa como: (σc)u = σf Vf + σm Vm

(Ec. 9.4.2)

donde σf es la resistencia última de las fibras, σm es la tensión en la matriz a esa deformación de la fibra, y Vf y Vm son las fracciones de volumen de las fibras y la matriz. Los materiales compuestos de matrices cerámicas difieren significantemente de los materiales compuestos de matriz polimérica en que la relación Ef / Em es mucho más bajo para los materiales compuestos cerámicos. Esto trae consigo una más alta proporción de tensiones soportada por la matriz, y como la matriz falla a deformaciones más bajas que la fase de refuerzo, se producen microroturas de la matriz a deformaciones más bajas. La figura 9.4.3 muestra el comportamiento anticipado tensión-deformación de uno de estos materiales compuestos. La aparición de microroturas en la matriz es muy importante. En la práctica, se encuentra que todavía se consigue una baja resistencia última, basada en la resistencia de la fibra, y que el comportamiento frente a fatiga mecánica puede ser incluso mejor, aunque la microrotura de la matriz proporciona un camino fácil para la oxidación o corrosión y puede afectar a la capacidad a alta temperatura del sistema.

Figura 9.4.3 Curvas tensión deformación para fibras, matriz y material compuesto, donde Ef y Em son los módulos elásticos de Young de las fibras y la matriz, y Vf y Vm son las fracciones de volumen de las fibras y la matriz La resistencia última de un material compuesto reforzado con fibras depende de una complicada serie de circunstancias en las cuales las fibras más débiles rompen primero y entonces las tensiones se redistribuyen localmente entre las fibras adyacentes hasta que ocurre la rotura final incontrolada. Se han desarrollado una gran variedad de complicados modelos estadísticos para describir estos procesos. Estos procesos ya no

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son apropiados para diseñar con materiales compuestos de matriz cerámica reales, y la ecuación 9.4.2 es adecuada para propósitos prácticos. Algunas teorías más se han propuesto con éxito para la tensión de microrotura de la matriz, y se ha mostrado tanto teóricamente como experimentalmente que la tensión de microrotura de la matriz, es más elevada que la pronosticada, puesto que la presencia de fibras inhibe la microrotura. La dureza de un material compuesto con refuerzo de fibras se eleva por medio de diferentes mecanismos. Los procesos generales involucrados son ampliamente conocidos, aunque está todavía carente un detallado conocimiento de la contribución de cada mecanismo especial para cada material. En los materiales compuestos reforzados con fibras frágiles, los principales mecanismos de endurecimiento son la energía de despegado entre la fibra y matriz, la pérdida de energía en el posterior despegue, el trabajo realizado durante el estiramiento de la fibra y otros mecanismos relacionados [4]. En materiales compuestos de matriz cerámica reforzados con fibras dúctiles de metal, la deformación plástica de las fibras puede ser el mecanismo dominante en el endurecimiento. En general hay una tendencia hacia el incremento de la dureza a medida que la resistencia al pegado entre la fibra y la matriz disminuye y el diámetro de la fibra aumenta. Además de estos procesos, en un laminado, tanto la rotura múltiple, que es paralela a las fibras dentro de la lámina, como la delaminación entre láminas puede ayudar significantemente a la dureza [5]. Estos procesos no han sido estudiados todavía en detalle para materiales compuestos de matriz cerámica. El significado de los valores de dureza para materiales cerámicos reforzados con fibras no es tan claro como lo es para las cerámicas sin reforzar, puesto que la energía puede ser absorbida por el proceso de estirado de la fibra con la absorción de energía ocurriendo detrás del inicio de la grieta a medida que las caras fracturadas se separan. Así, la energía total absorbida medida en un ensayo de fractura, podría ser mucho mas elevada que la energía de iniciación de la fractura, medida en un ensayo de fractura mecánica elástico lineal, dependiendo de la longitud de la fibra estirada y del tamaño de la zona resultante del proceso detrás del inicio de la grieta. 9.4.1.2 Procesos de fabricación Las cerámicas reforzadas con una fase fibrosa han sido producidas por el crecimiento “in situ” de los precipitados de elevada relación de aspecto en la matriz receptora. La ganancia obtenida en propiedades, sin embargo, ha tendido a ser insignificante por que la fracción de volumen de fase fibrosa ha sido baja, la interfase entre las fases ha sido demasiado fuerte para actuar como un efectivo deflector de la grieta, y el pequeño diámetro de las fibras ofrece sólo una pequeña aportación a los mecanismos de endurecimiento citados anteriormente, todos los cuales, muestran una dependencia con el diámetro de la fibra. Sólo se han obtenido grandes mejoras en las propiedades sobre las cerámicas sin reforzar cuando se han combinado fibras previamente fabricadas con una matriz cerámica. Casi la totalidad del rango procesos de fabricación utilizados para cerámicas sin reforzar ha sido empleado para fabricar cerámicas reforzadas con fibras con diferentes grados de éxito. Las técnicas utilizadas y algunos de los sistemas producidos se listan en la tabla 9.4.1.


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Tabla 9.4.1 Fabricación de materiales compuestos cerámicos reforzados con fibras y sus correspondientes procesos Proceso

Compresión en caliente

Compresión en frío y sinterizado

Material compuesto (fibra-matriz) W-vidrio, Ni-vidrio Mo-torio Mo-alúmina, W-cerámica Acero inoxidable- alúmina C-vidrio C-vidrio cerámico C-MgO C-Al2O3 ZrO2-MgO ZrO2-ZrO2 SiC-vidrio SiC-vidrio-cerámica Al2O3-vidrio C-Si3N2 Ta- Si3N4 C-vidrio Fibra metálica-cerámica C-vidrio-cerámica SiC-vidrio-cerámica

Desvitrificación

Adhesión por reacción

Si3N4 reforzado Fibra cerámica-sílica fundida

Fundición Pulverización de plasma Infiltración química de vapor y deposición

Mo-Al2O3 W-Al2O3 Fibras de SiC en SiC Fibras de C en SiC

Comentarios Las fibras y los polvos de la matriz son mezclados juntos y presionados en caliente para producir materiales compuestos de baja porosidad con matrices sin fracturas, si se adecuan los coeficientes de expansión térmica. Los materiales compuestos con fibras continuas y alineadas pueden tener muy altas resistencias.

Las fibras y la matriz se mezclan, se aplica compresión en frío y se realiza la sinterización. Decepcionantes resultados debido a que el elevado encogimiento de la matriz durante la sinterización produce materiales compuestos agrietados Las fibras y los polvos de la matriz se comprimen en caliente a relativamente bajas temperaturas para dar lugar a un vidrio reforzado. Además, el tratamiento térmico a elevadas temperaturas es utilizado para desvitrificar el vidrio a un vidrio-cerámica. Los sistemas de C-vidrio dan decepcionantes bajas resistencias, probablemente porque el volumen cambia durante la desvitrificación. El sistema SiC vidrio-cerámica obtiene buenos resultados. Las fibras se incorporan en una llama pulverizada de silicio que es seguidamente sinterizada en nitrógeno. Las fibras cerámicas se incorporan en papeletas de silica fundida finamente dividida y quemada. El aumento de la porosidad, que es debido a la presencia de fibra, normalmente da lugar a una degradación de las propiedades. Los polvos de alúmina son pulverizados en forma de plasma. El proceso es muy lento. La integridad de la fibra puede ser conservada mediante la pérdida de movimiento mecánico y procesos a relativamente baja temperatura

Los materiales compuestos con más éxito hasta la fecha han sido producidos por compresión en caliente y, mas recientemente, por infiltración química de vapor en preformas de fibras. La mayoría del trabajo publicado sobre compresión en caliente describe el proceso de fabricación y las propiedades de las cerámicas reforzadas con fibras, cerámicas de vidrio y vidrios. Muchos de los trabajos han sido sobre vidrios reforzados con fibras con puntos relativamente bajos de ablandamiento, cercanos a los 600ºC lo cual

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les excluye de clasificarlos como materiales de alta temperatura. Las fibras de refuerzo de vidrios de silica y vidrios-cerámicos capaces de operar a temperaturas de hasta 900ºC en atmósfera inerte, amplían la capacidad de los sistemas de soportar temperatura. Algunos sistemas de matrices cerámicas de óxidos y nitruros en atmósferas inertes están limitados esencialmente por la temperatura a la cual la fluencia de las fibras y la reacción entre las fibras y la matriz da lugar a la degradación. En principio, los sistemas vidrio-carámica ofrecen la posibilidad de incorporar una matriz como el vidrio, compresión en caliente a relativamente bajas temperaturas y después desvitrificación a mas elevadas temperaturas. Recientes trabajos con respecto a este último proceso fueron decepcionantes, y fue atribuido a los cambios de volumen durante la desvitrificación que producía porosidad. Sin embargo, recientes publicaciones han indicado que este camino puede tener éxito. La compresión en frío y sinterización han sido también fracasos debido a que el encogimiento de la fase matriz es soportado por las fibras, resultando en una pobre consolidación. La infiltración química de vapor y deposición, que es frecuentemente utilizada en materiales compuestos carbono-carbono, ha sido recientemente utilizada con éxito para desarrollar tanto fibras de carburo de silicio en matriz de carburo de silicio como fibras de carbono en matrices de carburo de silicio. La preparación de materiales para la compresión en caliente trae consigo la mezcla del material de la matriz en polvo con las fibras o la infiltración de los polvos de la matriz en las tiras de fibras (o manojos), quizás con un aglutinante orgánico para darle una resistencia previa, el quemado del aglutinante y después la compresión en caliente para obtener la consolidación. Los materiales compuestos en los cuales las fibras cortas están alineadas al azar, en la compresión en caliente, pueden obtenerse por un simple agitamiento de los polvos y las fibras en una mezcladora. Se puede conseguir un contenido máximo en volumen de fibra del 30%, por encima de este valor, el agrupamiento de fibras y el aumento de porosidad da como resultado unas malas propiedades. Un grado de alineamiento puede lograrse por técnicas que cizallan la ligadura de las fibras y los polvos a medida que fluye, como un proceso de extrusión o de bisturí. Alternativamente, fibras prealineadas en forma de fieltro y estructuras de papel pueden ser impregnadas. Las fibras continuas pueden ser impregnadas pasándolas con una estopa a través de la ligadura de polvos y el aglutinante orgánico. Las fibras bañadas pueden entonces ser tejidas en una forma para producir una lámina preimpregnada. Se han estudiado también procesos de electroforesis para la infiltración de manojos de fibras eléctricamente conductoras. Se pueden llegar a obtener más elevados contenidos en fibra (50%) con fibras continuas y alineadas. 9.4.1.3 Características de los sistemas de materiales compuestos cerámicos Para avalar el desarrollo una cerámica de alta temperatura reforzada con fibras es conveniente clasificar los sistemas que han sido estudiados en tres grupos, de acuerdo con el tipo de refuerzo utilizado: fibras metálicas, fibras de carbono (incluyendo los grafitos), y las fibras cerámicas. Aunque se ha realizado mucha investigación sobre sistemas de matriz de vidrio, particularmente vidrios borosilicatos, estos no pueden ser clasificados apropiadamente como materiales de alta temperatura debido a sus bajos puntos de ablandamiento; sin embargo su estudio ha proporcionado mucha información que es útil al considerar combinaciones de alta temperatura. Además, estos podrían ser materiales útiles a temperaturas bajas e intermedias. Los siguientes párrafos destacan las características importantes de algunos de los más significantes estudios sobre cerámicas reforzadas con fibras. Refuerzo metálico. La gama de metales disponibles para reforzar cerámicas está limitada por los requerimientos de la compatibilidad química entre las fibras o hilos metálicos y la matriz, el mal emparejamiento de los coeficientes de conductividad térmica y la necesidad de una elevada relación de Ef/Em para maximizar las deformaciones a las cuales ocurre la microrotura de la matriz.


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Todas las cerámicas reforzadas con metales que han tenido éxito han sido fabricadas mediante procesos a alta temperatura, y la fase de refuerzo ha de ser capaz de mantener su integridad a las temperaturas de fabricación y utilización. Esto restringe los refuerzos a metales refractarios y otros metales de alta temperatura, la mayoría de los trabajos ha sido realizado con metales como el molibdeno (Mo), tungsteno (W), tantalio (Ta) y niobio (Nb). Una de las desventajas de los metales refractarios, es su susceptibilidad a la oxidación, aunque en aplicaciones de elevado calentamiento aéreo la oxidación tiene una importancia secundaria. Los materiales de nitruro de silicio (Si3N4) reforzados con fibras de molibdeno (Mo) en una disposición tridimensional han mostrado algunas posibilidades. Debe haber una concordancia entre los coeficientes de expansión térmica de la fibra y de la matriz. Cuando las fibras tienen un coeficiente de expansión térmica mas bajo que el de la matriz, la rotura de la matriz es el efecto más severo y debe de ser evitado. Cuando las fibras tienen un coeficiente de expansión térmica más alto que el de la matriz el efecto resultante de despegado podría posiblemente ser aliviado o bien creando unas láminas interfaciales entre las fibras y la matriz con un coeficiente de expansión térmica intermedio, o bien produciendo una unión química en la interfase. Otra desventaja de los refuerzos metálicos refractarios que es muy severa es su muy elevada densidad comparada con las fibras de carbono y las fibras cerámicas, dando lugar a materiales compuestos con relativamente pobres resistencias específicas (σc/ρ) y rigideces específicas (E/ρ). Además de una pobre resistencia a la oxidación, esto ha supuesto una disminución del interés en el desarrollo de estos materiales. Extensos estudios realizados en los años sesenta sobre cerámicas reforzadas con metales están disponibles en J.R. Tinklepaugh [8] y J.J. Krochmal [18]. Todo el estudio fue realizado con fibras cortas de longitudes típicas de 3 mm, 6 mm y 12 mm y diámetros típicos de 50 µm, y 250 µm, en materiales compuestos de matriz cerámica realizados por compresión en caliente.

Figura 9.4.4 Porcentaje de la densidad teórica versus % en volumen de fibra de refuerzo La sinterización resultó ser insatisfactoria porque el encogimiento de la matriz daba lugar a agrietamientos. A medida que se aumenta la fracción de volumen de la fibra, se produce el agrupamiento de las fibras; por encima del 20% en volumen, una densidad de matriz tan alta como 0.9 de la densidad teórica (totalmente compactadas) no podría conseguirse como se muestra en la figura 9.4.4. Por consiguiente, por encima de un 20% de volumen en fibra de refuerzo, no aparecen significantes mejoras en resistencia (figura 9.4.5).

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Figura 9.4.5 Módulo de rotura versus % en volumen de fibra de refuerzo Un sistema típicamente estudiado ha sido el de hilos de molibdeno (Mo) en una matriz de caolín/ pedernal/feldespato. La recristalización de los hilos de molibdeno y tungsteno a temperaturas de compresión en caliente dió como resultado alguna pérdida de la resistencia del hilo. Un material compuesto de Mo/ Al2O3 fue agrietado a prácticamente cualquier fracción de volumen de fibra debido al mal emparejamiento de la expansión térmica, y las resistencias fueron más bajas que los materiales con matriz sin reforzar. J.R. Tinklepaugh [8], estudió los efectos del choque térmico. Las probetas se calentaron a 1200ºC y después se situaron sobre unas gruesas placas de acero a temperatura ambiente. El material sin reforzar fue incapaz de superar esta carga cíclica, pero las cerámicas con fibras de refuerzo, aunque desarrollaron algunas grietas, mantuvieron su resistencia.

Figura 9.4.6 Flap realizado en materiales compuestos de matriz de carburo de silicio y fibras de carbón/carbón


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La exposición en aire a elevadas temperaturas condujo a una pérdida de fibras a través de la oxidación. El efecto fue mucho más severo en materiales compuestos agrietados o porosos que en los materiales con mejores cualidades, debido a la protección proporcionada por la matriz de los últimos. Por ejemplo, a 1490ºC, materiales compuestos sin agrietar de baja porosidad, que contienen un 15% en volumen de hilos de tungsteno (W) y molibdeno (Mo) que fueron protegidos por una lámina de recubrimiento cerámico sobre la superficie del material compuesto, perdieron cerca del 10% de sus fibras en 5 horas, mientras que los materiales compuestos porosos o agrietados, perdieron hasta el 90% de las mismas. Los efectos de la oxidación, por supuesto, dependían de la superficie de los hilos. Por ejemplo, la exposición de materiales compuestos con hilos de molibdeno en 25 horas a 1000ºC produjo una perdida del 10% de la fase fibrosa con hilos de 50 µm pero sólo perdieron el 1% con hilos de 150 µm (ref. 9.4.8). D.G. Miller et al. (ref. 9.4.23), estudió el molibdeno y el tungsteno en el mullite. Ellos obtuvieron materiales compuestos con resistencias a temperatura ambiente que fueron significativamente más elevadas que los de matrices sin reforzar. Sin embargo, la resistencia a la oxidación obtenida fue muy pobre y la exposición al aire a 1.200ºC durante 30 minutos dio como resultado un gran deterioro del material. Ellos obtuvieron como conclusión que la pobre resistencia a la oxidación arroja dudas sobre el futuro de los materiales cerámicos con refuerzo de hilos metálicos para aplicaciones a alta temperatura. Y. Baskin et al. (ref. 9.4.6. y 9.4.7.), produjeron torio reforzado con molibdeno. La discordancia con los coeficientes de expansión térmica produjo extensos agrietamientos, y la resistencia y el módulo se redujeron por debajo de los valores de materiales con matriz sin reforzar. Además se produjo una severa oxidación a la temperatura de ensayo de 1000ºC. La conclusión general es que las cerámicas reforzadas con hilos metálicos se pueden fabricar con resistencias y módulos más elevados que las cerámicas sin reforzar, teniendo en cuenta una concordancia con los coeficientes de expansión térmica. Sin embargo, las matrices dan sólo una protección limitada frente a la oxidación. Algunos experimentos mostraron que la exposición a temperaturas superiores a los 1000ºC en aire, da como resultado una rápida pérdida de la resistencia. Puede entonces inferirse que la exposición prolongada a más bajas temperaturas podría tener similares efectos; por lo que las máximas temperaturas operativas están probablemente en el rango de los 500ºC a los 800ºC. Además, las densidades de estos materiales compuestos son muy elevadas. Por lo tanto, el interés en refuerzos de hilos de metal está limitado a aplicaciones especiales a corto plazo. Refuerzos de fibras de carbono. Un considerable trabajo ha sido llevado a cabo en el desarrollo fibras de carbono que refuerzan vidrios, vidrios-cerámicos y, en menor medida, cerámicas. Las ventajas de las fibras de carbono sobre los hilos metálicos son su baja densidad (1800 Kg/m3), su inercia química en ausencia de oxígeno, elevadas resistencias y módulos, y disponibilidad. La principal desventaja es su susceptibilidad a la oxidación, ocurriendo una rápida degradación de las fibras expuestas al aire, a temperaturas superiores a los 400ºC. Esto ha impedido el desarrollo de sistemas cerámicos con refuerzo de fibras de carbono que pueden usarse a altas temperaturas en el aire. Las fibras de carbono están disponibles comercialmente en una gran variedad de tipos. Se disponen en forma continua con variedad de longitudes, fibras que típicamente poseen un diámetro de 8 µm y se presentan en forma de estopa de varios miles de filamentos. Estas son anisótropas y con un bajo coeficiente de expansión térmica en la dirección axial. Normalmente, el coeficiente de expansión térmica axial varía desde -1 x 10-6/K a temperatura ambiente, hasta 0 a la temperatura de 400ºC y llega a ser positivo a temperaturas superiores, con un valor medio del coeficiente de expansión térmica cercano a 0 en el rango de temperatura ambiente a 1000ºC. El coeficiente de expansión térmica radial está normalmente cercano a 7 x 10-6/K. Los trabajos más recientes en el desarrollo de sistemas de fibra corta reflejaron lo mismos que en refuerzos de hilos de metal [9], pero la disponibilidad de hileras de filamentos continuos llevaron al desarrollo de técnicas de impregnación continuas y a la producción de materiales compuestos con fibras continuas y alineadas [10], [11] y [12]. Estos materiales compuestos tenían resistencias mucho más

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elevadas y densidades mucho menores que los materiales compuestos con hilos metálicos. Su intrínseca anisotropía elástica podría ser reducida laminando en la misma forma que los materiales compuestos de matriz polimérica. Las propiedades de rigidez y resistencia de los materiales compuestos con fibras continuas y alineadas se aproximaron bastante a las de los materiales compuestos de matriz polimérica.

Figura 9.4.7 Resistencias a flexión de algunos materiales compuestos de fibras cortas de carbono en matrices cerámicas y vidrio-cerámicas. Las matrices son: CP, vidrio borosilicato; CGC, litio aluminosilicato vidrio-cerámica; CA, alúmina; CM, magnesio. ZPM y ZM son magnesio reforzado con polvos de zirconio y fibras de zirconio respectivamente Todos los sistemas con refuerzo de fibra de carbono que han tenido éxito han sido realizados mediante la compresión en caliente. Debido a el bajo coeficiente de expansión térmica axial de las fibras de carbono


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y a la necesidad de emparejar correctamente los coeficientes de expansión térmica de fibras y matriz, los materiales compuestos que más éxito han tenido han sido los que se han producido con matrices de bajo coeficiente de expansión térmica, como el vidrio borosilicato (CTE = 3,5 x 10-6/K), y el litio aluminosilicato con vidrio cerámico (CTE = 1,5 x 10-6/K). Los primeros materiales compuestos con fibras de carbono cortas y dispuestas de forma aleatoria en magnesio (CTE = 13,8 x 10-6/K), alúmina (CTE = 8,5 x 10-6/K), o carbonato de sodio-cal vidrio (CTE = 8,9 x 10-6/K), dieron como resultado unos materiales defectuosos con aparición de grietas (ref. 9.4.9). Emparejando correctamente los coeficientes de expansión térmica, se han podido producir materiales compuestos con fibras de vidrio cortas en matrices de vidrio-cerámicas de varias formas diferentes. Se han producido materiales compuestos con la fibra orientada aleatoriamente mediante la mezcla de fibras cortadas (∼3 mm) en un ligante de polvos de vidrio o de vidrio-carámica, y después se realiza la compresión en caliente. Se ha podido conseguir un cierto grado de alineamiento de las fibras mediante un proceso de bisturí que trae consigo el paso por el ligante que contiene un aglutinante orgánico a través de un peine que produce una lámina con fibra preimpregnada y parcialmente alineada. Esta lámina se corta entonces en piezas que se apilan juntas y se someten a la compresión en caliente. Los materiales compuestos con fibra dispuesta de forma aleatoria producidos de esta manera muestran una resistencia menor que la de la matriz. La alineación de fibras, aunque sea de forma parcial, provoca un aumento de la resistencia como se muestra en la figura 9.4.7, se consigue la máxima resistencia con un 30% del volumen de las fibras alineadas. Se han producido muchos materiales compuestos de alta resistencia con las fibras continuas y alineadas. El proceso de fabricación lleva consigo el paso de una estopa de fibras de carbono a través de un ligante de polvos del material de la matriz mezclado con un disolvente orgánico y un aglutinante en donde se impregna, y después se bobina la fibra impregnada en una forma determinada. El disolvente se evapora después para dejar una lámina manejable que puede ser apilada en un troquel para ser sometido a la compresión en caliente [10] [11] [12]. Los materiales compuestos unidireccionales producidos de esta manera tienen resistencias a flexión de aproximadamente 900 MPa, y una dureza de aproximadamente 300 J/m2. La resistencia de estos materiales compuestos varía con la fracción de volumen, de acuerdo con la regla de las mezclas, hasta cerca de un 50% en volumen. Debido a que las fibras de carbono tienen una capacidad más elevada de deformación que los materiales de la matriz, estos materiales compuestos sufren un agrietamiento de la matriz bajo carga a tensiones más bajas que la deformación última de la fibra. En atmósfera inerte, las resistencias de estos materiales compuestos se mantiene a temperaturas en las cuales la matriz empieza a reblandecerse. La figura 9.4.8, muestra algunos resultados para vidrio-cerámicas reforzadas con fibras de carbono. En el aire, sin embargo, la oxidación de las fibras comienza entre los 400ºC y los 500ºC, lo cual causa una rápida pérdida de su resistencia. Aunque la matriz proporciona algunas medidas de protección, la aparición de microgrietas en la matriz en condiciones de servicio podría dar lugar a una pronta oxidación. A pesar del hecho de que la mayoría de los estudios se han realizado con matrices de vidrio o vidrio-cerámicas, se han publicado algunos desarrollos recientes en materiales compuestos de nitruro de silicio reforzado con fibras de carbono continuas obtenido por compresión en caliente (ref. 9.4.15). El relativamente elevado coeficiente de expansión térmica del Si3N4 (2,6 x 10-6/K), dio como resultado una matriz muy agrietada. La resistencia de este material compuesto fue de 454 MPa, más baja que la de su matriz sin reforzar (473 MPa), aunque la dureza que se obtuvo fue mucho más elevada. Se obtiene además, un aumento substancial de la dureza, que comparándolo con la del vidrio sin reforzar, de aproximadamente 3 J/m2, se llega hasta los 400 J/m2 para materiales compuestos con un 20 a 30% de volumen de fibra. Más recientemente, la disponibilidad del papel de fibra de grafito ha provocado la producción de materiales compuestos con fibra discontinua con unas propiedades muy interesantes. El papel se impregna con polvos de vidrio y se comprime en caliente para dar lugar a materiales compuestos

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con cerca de un 30 a 35% en volumen de refuerzo. La resistencia última de estos materiales compuestos es muy elevada, entre los 400 y 500 MPa. La aparición de grietas ocurre a tensiones mucho más bajas, del orden de 50 a 100 MPa, sin embargo el material compuesto mantiene una capacidad de soportar carga en flexión a medida que la deformación aumenta, dando lugar a una elevada deformación de rotura última, de aproximadamente el 1%.

Figura 9.4.8 Resistencia a flexión del litio alumina-silica vidrio-carámica con refuerzo de fibras de carbono y sin reforzar como función de la temperatura en un ambiente inerte Las fibras de carbono producen materiales compuestos de baja densidad específica con elevadas resistencias, que se mantienen a altas temperaturas en atmósferas inertes. En atmósferas oxidantes, sin embargo, se degradan rápidamente a temperaturas superiores a 500ºC. Por consiguiente, para aplicaciones a altas temperaturas, se ha comenzado a prestar atención en sistemas para proteger frente a la oxidación a las fibras de carbono o cerámicas. Refuerzos de fibras cerámicas. El desarrollo y aumento de la disponibilidad de las fibras cerámicas ha incrementado la posibilidad de producir sistemas compuestos con matrices cerámicas a elevadas temperaturas, que pueden ser utilizados en aire, pues las fibras cerámicas tienen mejor resistencia a la oxidación que los metales y las fibras de carbono. Algunas de las fibras prometedoras que la mayoría de las veces se han utilizado para formar hilos multifilamento, son las fibras de carburo de silicio (SiC), producidas por la «Nippon Carbon Company Ltd.», las de SiC obtenidas por deposición química de vapor producidas por «Avco», y las de alúmina, producidas por «E.I. Du Pont de Nemours and Company, Inc.» Comparando las fibras de carburo de silicio alúmina, la densidad específica más baja y la resistencia más elevada de las fibras de carburo de silicio, podría dar lugar a materiales compuestos con resistencias específicas más elevadas y su más bajo coeficiente de expansión térmica podría ser ventajoso a la hora de inhibir a la matriz de microagrietamiento durante la fabricación del mismo.


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La mayoría de los desarrollos se han realizado con matrices de vidrio y matrices de vidrio-cerámicas, sin embargo, los trabajos han sido limitados con matrices cerámicas puras. En los finales de los años sesenta, M.W. Lindley y D.J. Godfrey produjeron materiales compuestos reforzados con fibras de carburo de silicio (SiC), mediante una serie de procesos, como la pulverización en llama de polvos de silicio sobre las fibras y la fundición de polvos de silicio seguido de una nitridificación del silicio [17]. Los materiales compuestos producidos por el primer método dieron lugar a matrices de baja porosidad, aunque el proceso presumía ser muy lento, mientras que el último proceso dio lugar a matrices con una porosidad muy elevada, aunque era mucho mas rápido. La desigualdad entre los coeficientes de expansión térmica de las fibras de SiC (4.5 a 5 x 10-6/K) y la matriz de Si3N4 (2.6 x 10-6/K), dio lugar a unas tensiones de compresión en la matriz y unas tensiones de tracción en las fibras. Las fibras de SiC disponibles en aquella época consistían en un núcleo de tungsteno y una envoltura de SiC y eran relativamente densas y costosas. Los datos publicados mostraron que los materiales compuestos con fibras alineadas con bajas fracciones en volumen de fibra tenían modestos incrementos de su resistencia a temperatura ambiente con respecto a las matrices sin reforzar y un factor de dos a tres en incremento de su dureza. A principios de los años setenta, J. Aveston et al. [19], desarrolló un vidrio-carámica con fibra de refuerzo continua de SiC con una resistencia aproximada de 680 MPa y una dureza aproximadamente de 2 x 104 J/m2. El ensayo de rotura por fluencia, mostró una pérdida rápida de resistencia a temperaturas que excedían los 1.000ºC. J. Aveston atribuyó la pérdida de resistencia a esa temperatura a la degradación térmica de las fibras de Carburo de silicio-tungsteno. Más recientemente, K.M. Prewo et al. [13] a [16], ha producido una gama de materiales compuestos de matriz de vidrio-cerámica reforzados con fibras de carburo de silicio y alúmina. Los primeros resultados en rigidez fueron decepcionantes, pero seguidamente la rigidez lograda con las fibras de carburo de silicio, comenzó a aproximarse a las predicciones de la regla de las mezclas. La resistencia típica para un 50% en volumen de fibra de SiC a temperatura ambiente es aproximadamente de 800 MPa. La exposición de estos materiales a 540ºC en aire durante 500 horas no dio como resultado una pérdida de la resistencia como se puede ver en la figura 9.4.9. En ensayos a corto plazo, las resistencias de los materiales compuestos de matriz vidrio-cerámica se incrementaron desde los 1000ºC a los 1100ºC, y descendieron rápidamente a altas temperaturas [14] y [15] como se muestra en la figura 9.4.10. El aumento de la resistencia con el aumento de la temperatura era esperado, en parte, porque las tensiones ocasionadas por las diferencias en los coeficientes de expansión térmica de los constituyentes se disipaban y en parte porque la matriz se reblandece y reduce su fragilidad.

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Figura 9.4.9 Resistencia a flexión residual a 22ºC después de una exposición en aire a 540ºC El efecto de la exposición a alta temperatura, sobre la resistencia de las fibras de carburo de silicio, ha sido estudiado por C.H. Anderson y R. Warren [19] y G. Simon y A.R. Bunsell [21] y [22]. La exposición a temperaturas superiores a 1.000ºC ocasiona una reducción de la resistencia, en parte porque el β-SiC recristaliza, y en parte debido a la reacción ocurrida entre el SiO2 y el carbono en la estructura de la fibra durante su fabricación.

Figura 9.4.10 Resistencia a flexión (tres puntos) para materiales compuestos de litio alumina-silica-SiC


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J.J. Brennen y K.M. Prewo midieron la fluencia de los materiales compuestos de matriz de vidriocerámica con fibras de SiC a elevadas temperaturas. Encontraron que no se producía fluencia en temperaturas de 900ºC pero que ésta aparecía a los 1000ºC y que aumentaba significantemente a temperaturas mas elevadas [15]. Esto es en parte atribuible a la fluencia de la matriz y en parte a la fluencia de las fibras, que también mostraron significantes relaciones de fluencia a temperaturas superiores a los 1000ºC.

9.4.2 Materiales compuestos de matriz cerámica con refuerzos multidireccionales Los materiales compuestos cerámicos con refuerzos multidireccionales cerámicos, representan una clase de modernos materiales ingenieriles compuestos de una preforma tridimensional de fibras continuas cerámicas de refuerzo, que están densificadas con una fase de matriz cerámica. Los materiales compuestos resultantes ofrecen significantes mejoras en las propiedades que tradicionalmente las cerámicas eran deficientes como la deformación a la rotura o la dureza a la fractura, mientras mantiene muchas de las ventajas fundamentales de las prestaciones de los constituyentes de las cerámicas, como son la resistencia a la oxidación, la estabilidad a alta temperatura y la calidad dieléctrica. 9.4.2.1 Refuerzos multidireccionales con fibras continuas Los materiales compuestos reforzados con fibras continuas multidireccionales, utilizan una preforma tridimensional formada por refuerzos de fibra continua que dan al material compuesto su propiedad mecánica dominante. Los refuerzos tridimensionales tienen los componentes principales en las tres direcciones perpendiculares entre si en el espacio. Esta tridimensionalidad, sin embargo, puede incluir diseños de refuerzos multidireccionales diferentes de las tres direcciones ortogonales. Por ejemplo, un diseño de refuerzo tetradireccional podría estar formado por las cuatro direcciones a lo largo de las diagonales de un cubo. Algunos tipos diferentes de diseños de refuerzos se muestran en la figura 9.4.11. Un diseño de refuerzo tetradireccional alternativo, podría disponer tres direcciones de fibras de refuerzo en el plano, quizás en un triángulo equilátero, con el cuarto refuerzo en la dirección perpendicular al plano en donde están las otras tres direcciones. Se pueden realizar diseños de refuerzos de orden mas elevado, por ejemplo utilizando cinco direcciones, una versión de los cuales es, tener cuatro direcciones a lo largo de las cuatro diagonales de un prisma regular y la quinta dirección sería perpendicular a una de las caras del prisma regular (uno de los ejes cartesianos). Un diseño típico, es realizarlo con seis direcciones, que consistiría en tomar el diseño anterior y añadir otra dirección perpendicular a otra de las caras del prisma regular (dos de los ejes cartesianos). La transición a un diseño con siete direcciones, consistiría en interseccionar dos diseños, uno de tres direcciones con uno de cuatro.

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Figura 9.4.11 Geometrías de refuerzos multidireccionales: (a) Tri-direccional cartesiana; (b) Tetradireccional cúbica; (c) Penta-direccional; (d) Cilíndrica; (e) Tetradireccional ortótropa; Heptadireccional La direccionalidad solamente no especifica el diseño de un refuerzo multidireccional. El número relativo de fibras o filamentos individuales que deben ser dispuestos en cada dirección, debe también conocerse. En el caso más sencillo o diseños equilibrados, el mismo número de fibras se utiliza en cada dirección. Una preforma tridireccional ortogonal 1-1-1 podría contener la misma relación de refuerzo en cada dirección de refuerzo principal. Un diseño tetradireccional cúbico podría tener la siguiente relación 1-1-1-1. Un diseño de refuerzo tridireccional ortogonal 2-2-3 tendría tres fibras situadas en dirección z por cada 2 fibras que hubiera en la dirección x e y. Los valores absolutos de las dimensiones de la preforma de fibra tejida, se deben de añadir a las consideraciones de la dirección y/o las relaciones de las fibras de refuerzo, de tal manera que las dimensiones de las celdas unitarias y la respectiva fracción de volumen de fibra puedan ser calculadas. Los espacios entre fibras de centro a centro de fibra, de 0.3 a 3 mm, se han hecho para preformas con fracciones de volumen de fibra comprendidos en el rango de 0.33 a 0.55% y a veces más elevados. La fracción de fibra de refuerzo en cualquier dirección principal de refuerzo se debe calcular a partir de las dimensiones de la celda unitaria. Para un diseño tridireccional ortogonal equilibrado 1-1-1 tejido al 0.51% en volumen, la fracción de fibra de refuerzo en cualquiera de estas tres direcciones sería 0.17.


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Los métodos para fabricar refuerzos multidireccionales han permanecido altamente confidenciales, y en algunos casos, sometidos a regulaciones de seguridad militar y controles de exportación. Se pueden agrupar en diferentes categorías. La primera es el método de colocación de fibras continuas. Láminas de fibras se colocan secuencialmente en cada dirección de refuerzo. Las fibras pueden estar secas o rigidizadas antes de ser colocadas para facilitar su manejo, pero no se mueven después de ser colocadas. El proceso puede traer consigo el atado de las fibras, como se hace en la tejeduría convencional de dos direcciones, pero más a menudo, para materiales compuestos con refuerzos multidireccionales, las fibras se sitúan como elementos rectos pero sin ataduras. El segundo método es el método de tejido perforado. Un tejido bidireccional previamente entretejido, se combina entre si en diferentes láminas, y se atraviesa o perfora por conjuntos de fibras individuales de refuerzos interlaminares para dar lugar al diseño multidireccional deseado. La categoría final es la construcción del tipo trenzado. Un conjunto de fibras es simultáneamente y repetitivamente manipulado para crear un refuerzo multidireccional, normalmente una variación del diseño tetradireccional cúbico. Estos métodos pueden ser combinados para lograr las construcciones deseadas. Unas son mas convenientes que otras para diferentes geometrías y diferentes materiales de fibra, especialmente cuando se ha de tener en cuenta el daño a la fibra. Una meta común es lograr un empaquetamiento de alta densidad con pocos defectos o desviaciones de la geometría de diseño.

9.4.3 Materiales compuestos de matriz cerámica reforzados con whiskers Las cerámicas exhiben resistencias a tracción y a flexión que son extremadamente sensitivas al tamaño y forma de las grietas y defectos inherentemente presentes en los materiales. Esto es debido a los bajos valores de dureza a la fractura. Las cerámicas típicas monolíticas tienen una dureza a la fractura de 1 a 5 MPa m½, comparado con el rango de los metales que va de los 15 MPa m½ a > 150 MPa m½ . Existe un grupo de materiales cerámicos que exhiben una dureza mas elevada (6 a 18 MPa m½) como resultado de una tensión inducida por una transformación martensítica. Éstas son conocidas como cerámicas con transformación de endurecimiento y lo forman, el zirconio parcialmente estabilizado, zirconio tetragonal en finos granos, y cerámicas que contienen partículas de zirconio tetragonal de segunda fase. La baja dureza de las cerámicas ha limitado su uso en aplicaciones con tensiones de tracción y flexión. Las cerámicas pueden exhibir resistencias a compresión muy elevadas, pero en este caso nos centraremos sólo en su resistencia a tracción y flexión. Sin embargo, un incremento de dos o cinco veces en la dureza a la fractura de las cerámicas puede proporcionar una considerable mejora en su resistencia a la fractura y/o disminuir su sensibilidad a imperfecciones o defectos. Esto hace posible fabricar cerámicas fiables de alta resistencia, porque una dureza más elevada incrementa el tamaño crítico de la imperfección a unos rangos en los cuales las técnicas de análisis no destructivos pueden detectar imperfecciones de tamaños que son más grandes que los permitidos para el nivel de resistencia deseado. Como resultado, hay un interés sustancial en procesos que puedan mejorar la dureza a la fractura en las cerámicas como son los whiskers y los refuerzos de fibras. Como en el caso de otros materiales compuestos que contienen fibras alineadas, los materiales compuestos cerámicos exhiben propiedades anisótropas y bajas resistencias a cortadura. Sin embargo estos materiales compuestos cerámicos reforzados con fibras continuas, exhiben un comportamiento bastante estable a la rotura (como la lenta pérdida de capacidad de soportar carga con el incremento de la deformación una vez que la rotura se ha iniciado), y por lo tanto son muy atractivos para aplicaciones estructurales.

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Más recientemente, whiskers de SiC, los cuales son simples cristales en forma de barras o con forma de aguja, se han estudiado como fase de refuerzo para los materiales cerámicos. Estos whiskers tienen algunas características atractivas como una muy elevada resistencia a tracción (hasta 7 GPa), elevado módulo de Young (hasta 550 GPa) y son microscópicos en tamaño (normalmente 0,1 a 5 µm de diámetro de 10 a 100 µm en longitud), de tal manera que a menudo se pueden incorporar a las cerámicas fácilmente por técnicas convencionales de procesado de polvos cerámicos . Además de SiC, se dispone también de whiskers de nitruro de silicio (Si3N4). Algunas características de los whiskers de SiC se muestran en la tabla 9.4.2. Tabla 9.4.2 Características de los whiskers cerámicos Material SiC Si3N4

Morfología y tamaño del whisker Barras o agujas de 3-10 µm de diámetro, 10-100 µm de longitud Barras o agujas de 0,2-0,5 µm de diámetro, 50-300 µm de longitud

Estructura del cristal Fases alfa y beta Fases alfa y beta

Propiedades > 500 GPa módulo de Young 2-7 GPa resistencia tracción 390 GPa módulo de Young 2-7 GPa resistencia tracción

El crecimiento de los whiskers de SiC se puede lograr por varias técnicas, como el método vaporlíquido-sólido o sus variaciones, y por procesos de fase de vapor. El contenido de cada fase y la morfología de los whiskers puede estar influenciada por los parámetros del proceso, impurezas o aditivos. El refuerzo de whisker puede traer consigo varios mecanismos de endurecimiento. El puenteo de las grietas por los whiskers y el estiramiento del mismo exige que las tensiones transferidas a los whiskers durante la fractura de la matriz sean menores que la resistencia a tracción de los whiskers. Esto requiere una muy elevada resistencia a tracción del whisker, σfw, como ya se ha comentado. El estiramiento del whisker requiere que la resistencia a cortadura de la interfase whisker-matriz sea relativamente baja para permitir un estiramiento máximo del whisker. Para un radio dado en un whisker, R, la tensión de tracción axial, σt, generada en el whisker durante el estiramiento será: σt = 2 τi (Lc/R)

(Ec. 9.4.3)

donde Lc es la longitud crítica del whisker y σt será menor que σfw. El estiramiento del whisker está favorecido por un incremento en el diámetro del whisker, como en el puenteo de las grietas. Otro proceso de endurecimiento se consigue mediante la desviación de la grieta alrededor de la forma de barra del whisker. Recientes estudios indican que la barra es una geometría extremadamente efectiva para desviar las grietas, incrementando la tortuosidad del camino seguido por la grieta. Cuando el plano de la grieta no es perpendicular a la tensión de tracción axial aplicada, la tensión aplicada debe incrementarse para causar una inclinación de la grieta con una intensidad suficiente para que continúe el crecimiento de la misma. Esta deflexión por lo tanto, produce el endurecimiento. Un tercer proceso consiste en el abrochamiento de la grieta por el whisker, en donde adicional energía de deformación debe ser aportada para mover la grieta y pasar el whisker. Si el frente de la grieta está localmente abrochado por el whisker, esta porción de la grieta no puede progresar hasta que falle el whisker. La dureza entonces aumenta si aumenta la relación del radio de la partícula o whisker con el espacio medio libre entre whiskers. Para un radio fijo, la dureza aumenta con la fracción de volumen de whiskers. En general, cada uno de los mecanismos de endurecimiento mencionados produce un aumento de la dureza con el incremento del contenido en whiskers.


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9.5 Materiales compuestos de matriz cementítica

9.5 MATERIALES CEMENTÍTICA

COMPUESTOS

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DE

MATRIZ

9.5.1 Refuerzos utilizados en materiales compuestos de matriz cementítica 9.5.1.1 Fibra de vidrio para hormigones o morteros: las fibras de vidrio AR La fibra de vidrio AR es una fibra de alto módulo (10 veces más resistente que el polipropileno) con una elevada resistencia a la tracción. Es pues, una fibra ideal para reforzar las matrices de cemento ya que no es atacada por los álcalis liberados en la hidratación del hormigón. Cuando son incorporadas a una mezcla cemento/arena, resulta un material ligero y similar al hormigón, con las siguientes propiedades: • Aptitud para reproducir detalles de superficie, ideal para imitar piedra o pizarra. • Ligero, lo que reduce costos de transporte y puesta en obra e instalación. • Aptitud para ser moldeado en formas complejas, especialmente útil para la renovación o la restauración de inmuebles. • Gran resistencia contra la propagación de fisuras. • Reduce la carga en los edificios, lo que conduce a una reducción de los costes de estructura y cimentación. • Reduce los cuidados de mantenimiento y posee excelente resistencia al vandalismo.

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Figura 9.5.1 Fachada del edificio realizada en hormigón reforzado con fibra de vidrio AR 9.5.1.2 Formulaciones tipo La fibra de vidrio AR se utiliza generalmente en tasas del 3 al 5% para la fabricación, en factoría, de productos acabados de forma prefabricada, bien sea por proceso de proyección o bien sea mediante la utilización de los métodos tradicionales del colado del hormigón. La fibra de vidrio AR es usada también en tasas del 1 al 2% para reforzar los revocos directamente en obra y del mismo modo para controlar la retracción, la microfisuración y las subidas del agua del hormigón colado en la obra. Para los productos prefabricados, las formulaciones tipo son las siguientes: Tabla 9.5.1 Formulaciones tipo Materias primas Cemento

Proyección (kg)

Colado/Vibrado (Kg)

36

36

Agregados finos

36

36

Plastificante

0,5

0,5

Polímero

10

10

Vidrio AR

5

3

Agua

12

14


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9.5.1.3 Procedimientos de fabricación Las piezas de fibra de vidrio AR pueden ser fabricadas por medio de numerosas técnicas de producción como: • Proyección manual, una técnica muy versátil para producción de compuestos de naturaleza simple o compleja, con una gran resistencia • Proyección automática en vaivén para la producción en serie de compuestos estándar • Proyección robotizada para obtener una gran productividad en la fabricación de paneles arquitectónicos complejos • Producción colado/vibrado para pequeños elementos arquitectónicos • Sistema de extrusión para la producción en serie de elementos lineales perfilados. • Inyección en moldes. • Aplicaciones en obra utilizando mezclas secas embaladas en sacos. 9.5.1.4 Aplicaciones principales Dada la combinación original de sus propiedades, las fibras de vidrio AR son utilizadas actualmente en el mundo entero para numerosas aplicaciones como: FACHADAS • Paneles arquitectónicos • Sistemas de construcción • Placas de recubrimiento en obra INGENIERIA CIVIL • Encofrados de tableros de puentes y parapetos • Muros anti-ruido • Renovación de alcantarillados • Sistemas de transporte de aguas y canales MOLDEADOS ARQUITECTONICOS • Capiteles y columnas • Ménsulas y cornisas • Pórticos • Barandillas EN SUSTITUCION DEL AMIANTO

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9.5.1.5 Fibras para pretensado de tendones para hormigón Existen dos fibras con base polimérica y un material de fibra inorgánica cuyo uso como cable es apropiado para pretensar el hormigón armado; estos materiales pueden reemplazar a los cables de acero de alta resistencia a tracción. Son las fibras de vidrio, aramida y carbono. Los dos primeros tipos de fibra han sido utilizados como cables para pretensar mientras que la última es aprovechable pero no se conocen aplicaciones reales.

Figura 9.5.2 Vista de los tirantes superiores de la torre de comunicaciones del Collserola


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Los tres sistemas comerciales utilizan filamentos paralelos pero difieren en las técnicas de construcción. El «Polystal» es una pultrusión de fibra de vidrio en un material resinoso; «Parafil» es una cuerda cuya resistencia proviene de hilos de aramida; «Arapree» es una pultrusión de fibras de aramida. l. Polystal está producido por Bayer AG en asociación con Strabag AG de Alemania y está disponible desde 1978. El cable consiste en haces de varillas, cada una de las cuales contiene fibras de filamentos de vidrio E en una resina de poliéster no saturado. El módulo de elasticidad de las varillas de Polystal es 51 GPa y tiene una característica tensión-deformación lineal a rotura de 1520 MPa la resistencia a rotura es 3.3%. 2. Parafil es una cuerda que contiene un núcleo de fibra alineada unidireccionalmente que está encapsulada en un encofrado de material polímero. Frecuentemente se usan fibras de Poliéster, Kevlar 29 y Kevlar 49 en forma de cuerda y se conocen como Tipo A, Tipo F y Tipo G. respectivamente. La sustitución de cables de acero por cables de Parafil puede ser una opción de gran futuro. Las cuerdas han sido usadas como cables para pretensar en hormigón armado pretensado. Los ensayos han permitido a los ingenieros predecir que una cuerda de Parafil puede sostener una carga de un 50% de la resistencia última a corto plazo durante 100 años y que aplicando un factor material de 1.5 a este nivel de carga se consigue una tensión de trabajo que se mantiene en aproximadamente 650 MPa. 3. Arapree es un cable pretensado que consiste en filamentos de aramida embebidos en una resina epoxi y realizados mediante la técnica de pultrusión, usando la fibra de aramida Twaron. El cable fue desarrollado por AKZO en asociación con Hollandsche Beton Group (HBG). Pueden encontrarse los típicos cables en forma de listón en secciones de 20 mm. de anchura y 1.5 mm. de espesor, con unas resistencias a tracción de 34 KN. Puede esperarse un uso económico a largo plazo de estos cables aramida/epoxi para refuerzos y pretensado en lugares donde: • el cemento esté expuesto a un ataque atmosférico agresivo • estén presentes los cloruros (agua de mar; sales anti-escarcha) • el uso de cloruro de calcio en la matriz del cemento pueda aumentar la productividad • se requieran elementos delgados y ligeros • se requiera una gran capacidad de deformación (impactos, explosiones, terremotos) y donde se deben conseguir requerimientos para fatiga elevada • se deban prevenir corrientes electromagnéticas Para un uso práctico de cables de pretensado en estructuras de hormigón, se deben considerar los siguientes aspectos a largo plazo: • comportamiento deformación/relajación • comportamiento en diferentes condiciones ambientales (p.e. alcalina y carbonatada) • comportamiento tensión de rotura/tensión de corrosión • resistencia residual bajo carga sostenida • datos de fatiga y fatiga en la unión

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9.5.1.6 Fibras para arquitectura textil Además de la fibra de vidrio ya mencionada, se utilizan en arquitectura textil las fibras de poliéster que se combinan con una matriz termoplástica, normalmente policloruro de vinilo.

9.5.2 El hormigón reforzado con fibra de vidrio AR en fachadas y exteriores El hormigón reforzado con fibra de vidrio AR (HRFV) es uno de los más innovadores materiales de construcción que facilita al arquitecto oportunidades de diseño, sin precedentes hasta el momento. Se utiliza en: • Paneles arquitectónicos • Sistemas de construcción • Placas de recubrimiento en obra Es un hormigón en el que la armadura metálica es sustituida por fibra de vidrio, absorbiendo ésta los esfuerzos de tracción . De esta manera, se consigue un elemento ligero, debido a su escaso espesor (1 cm) al no ser necesario proteger los elementos metálicos contra la corrosión, lo que permite ser utilizado sin grandes series de fabricación, ni costosas inversiones de moldeo y curado. La variedad de las formas esculturales hace posible, a través del HRFV, diseñar un amplio abanico de arquitectura creativa, pudiéndose elegir desde las formas más simples a las más complejas geometrías curvilíneas con pequeños radios de curvatura, grandes arcos, ángulos rectos, etc. El HRFV es un material con grandes posibilidades formales que permiten al arquitecto utilizarlo como paneles de cerramiento de fachada, antepechos de ventanas, maineles, forros de pilares, paneles decorativos para interiores, etc. Este material permite gran flexibilidad en el diseño de paneles con texturas y colores diferentes, pudiendo tener un acabado liso, rayado, imitando paneles metálicos (aluminio), con terminación pétrea, así como de juntas, relieves, etc. que, en su conjunto, componen y potencian el resultado estético final del edificio. Por su diseño flexible en texturas, moldeos y acabados superficiales, puede combinarse en armonía con otros materiales (ladrillo, aluminio, piedra, muro cortina, etc.). La realización de réplicas exactas de elementos ornamentales de edificios históricos puede hacerse con HRFV (columnas, capiteles, cornisas, frisos, etc.), de lo que se deduce que es un producto ideal para la rehabilitación de edificios, no transmitiéndose, además, dada su ligereza, cargas importantes sobre la estructura existente. Sus posibilidades formales permiten crear retranqueos en huecos de ventanas y celosías, que sirven de protección contra la incidencia directa de los rayos solares, sin disminuir el grado de iluminación natural interior del edificio. El grado de complejidad en el diseño tiene un efecto mínimo en el coste del panel, siempre y cuando se optimice su economía mediante la múltiple repetición del mismo.


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Entre otras ventajas podemos citar las siguientes: • Eliminación de puentes térmicos, ya que los paneles se colocan pasantes por delante de la estructura. • Es un material inorgánico que al arder no produce gases nocivos. • Los paneles de HRFV, gracias a su sistema móvil de anclaje, son adaptables a cualquier tipo de estructura. Todo lo anteriormente expuesto demuestra su facilidad de ejecución, transporte y montaje, utilizando grúas de poco tonelaje y estructura auxiliar de escasa entidad debido a su ligereza, lo que conlleva importantes reducciones en los plazos de ejecución de la obra. Se enviarán a las Bermudas un total de 1664 paneles en 70 contenedores de los cuales 220 paneles serán ventanas preacristaladas (figura 9.5.3). Este contrato, que consiste en un edificio de cinco pisos futura sede del banco y de otro edificio anexo, ha sido diseñado para resistir vientos de más de 260 Km/h ya que las islas Bermudas se encuentran en la ruta de los huracanes del Atlántico. El HRFV con un acabado de granito reconstituido rosa fue la solución para conseguir el acabado de alta calidad más económico en este edificio de prestigio, situado en la esquina de Liverpool Street y Elizabeth Street en Sidney, Australia. Con vistas a Hyde Park y la ciudad portuaria; el desarrollo de oficinas fue diseñado para un cerramiento ligero dado que la estructura soporte está basada en plantas con losa placa de un espesor mínimo. La cara vista de los paneles de HRFV fue modelada con rebajes que separan áreas de acabado pulido de áreas con acabado con chorro de arena. La técnica del acabado de granito reconstituido en el HRFV fue iniciada en Australia por el fabricante de Vidrio AR HRFV Precast Concrete Pty Ltd. El primer contrato donde se utilizó esta técnica fue terminado en 1987 en Brisbane. En el proyecto actual, que lleva un nivel de pulido de acabado en arena de 1.200 puntos, representa el proyecto de granito reconstituido más grande basado en un sistema de cerramiento de HRFV con bastidor que haya sido ejecutado hasta la fecha en Australia (aproximadamente 5.000 m2 de GRC). Un total de 392 paneles fueron elaborados utilizando cuatro tipos de moldes básicos. La medida tipo del panel era de 3.6 x 3.6 mts. con hueco para ventana de 2.4 x 2.4 mts. La mezcla de la cara granito reconstituido fue trasdosado con GRC modificado con polímero usando un rodillo dentellado. Un bastidor ligero prefabricado fue incorporado a la parte trasera del HRFV por medio de anclajes flexibles y el proceso completo cara vista/HRFV/anclaje se llevó a cabo en una operación continua simple mientras el GRC estaba fresco. El anclaje a la estructura se logró mediante ángulos galvanizados con ranura que permiten un movimiento de tres grados que facilita su montaje. Estos fueron conectados al bastidor en la trasera del panel y atornillados a los anclajes «Unistrut» embebidos en la losa. Previo al montaje , todos los paneles fueron preacristalados con objeto de reducir el tiempo de montaje de fachada y para conseguir cerrar cada nivel una vez completado el montaje, permitiendo así el inicio de los trabajos internos en un ambiente seco. Esta técnica también reduce la cantidad total de trabajo requerida. Todos los paneles fueron transportados desde la operación de fabricación en Brisbane hasta Sydney - una distancia de 1.050 kilómetros - por medio de unos bastidores especiales y camiones de plataforma baja. Los 392 paneles fueron entregados acristalados y montados.

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Las especificaciones del edificio fueron dadas por «Davenport Campbell and Partners»; los ingenieros de estructura fueron «Acer Wargon Chapman» y el contratista principal fue «Amacon Constructions Plc». E1 HRFV fue objeto de la atención internacional en los Juegos Olímpicos de 1992 en Barcelona. La razón: más de 80.000 m2 de paneles de revestimiento fabricados por «Dragados y Construcciones» para la compañía «Levitt» fueron utilizados en la fachada exterior del edificio oficial de alojamiento de la Prensa.

Figura 9.5.3 Fachada y detalle del nuevo banco de Butterfield en Hamilton, Bermudas, realizado en HRFV La fabricación de los paneles fue completada en 11 meses y se produjeron alrededor de 64.000 m2 de paneles-sandwich que fueron utilizados para aislar los muros exteriores de los apartamentos para alojamiento de la Prensa, más otros 16.00 m2 de lámina sencilla utilizados en los parapetos y zonas no-aisladas. En total se fabricaron 21.000 paneles en 700 modelos diferentes. La superficie media de los paneles fue de 8,3 m2, alcanzando los paneles más grandes 2,4 m x 3,0 m. Para la fabricación de estos paneles se hicieron 18 moldes maestros que, con modificaciones, crearon 90 moldes diferentes. Estos 90 moldes a su vez


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fueron modificados de acuerdo con los requerimientos específicos del edificio que dieron lugar a los 700 paneles diferentes. Enrique Márquez González, el director de prefabricados del servicio técnico de Dragados y Construcciones, dijo: «la fabricación de los paneles se llevó a cabo en la fábrica de Torrejón, en las cercanías de Madrid. Esta fábrica consta de un área de producción de 1.000 m2 además de la superficie dedicada al almacenamiento. En el período punta fabricábamos 300 m2 al día con 45 obreros trabajando 8 horas al día en dos turnos diarios. Después de desmoldear y curar, los paneles fueron preparados y pintados en la fábrica con pintura acrílica e isocianurada. La capa final se aplicó tras la colocación de los paneles en la obra. Estamos muy contentos con la rapidez del montaje que nos hizo ahorrar mucho tiempo en obra. El montaje lo realizaron 10 equipos de 3 hombres que montaban 20 paneles por día, es decir, 200 paneles diarios. Se mantuvo un stock de 14 días para minimizar los efectos de posibles huelgas de transporte o retrasos de producción. Era muy importante que el contrato estuviera finalizado a tiempo». Ahora que los Juegos han terminado, el edificio será modificado y alquilado como apartamentos domésticos: un ejemplo más de la versatilidad del HRFV. La utilización de elementos de fachada de HRFV en el proyecto Maneges, situados a escasos 100 m del palacio de Versalles, es considerado como uno de los proyectos más importantes y prestigiosos desarrollados con HRFV en Francia. En la obra, que consta de dos hoteles de 100 y 150 habitaciones respectivamente, más de un edificio de apartamentos y de distintos edificios de oficinas, fueron utilizados un total de 5.500 m2 de elementos de fachada en HRFV con revestimiento exterior. En total se produjeron 1130 paneles de HRFV de distintos tamaños que iban desde 0,5 m2 hasta 18 m2. Los paneles fueron dotados de un acabado de color amarillo-ocre adquirido mediante el uso de arena natural para que fueran en consonancia con los edificios históricos colindantes. El arquitecto principal del proyecto fue el Sr. De Gabrieli, del Gabinete BGK de París; el ingeniero consultor fue OTH y el contratista principal Leon Grosse.

9.5.3 Materiales compuestos de matriz cementítica en cubiertas 9.5.3.1 Placa ondulada de fibra de vidrio AR y hormigón Hace 5 años Fasebertonwerk Kolbermoor (FBK) lanzó unas placas onduladas revolucionarias «Wellcrete», de altas prestaciones y que carecían de amianto. Tanto las placas como las fibras Vidrio AR usadas como refuerzo habían obtenido la aprobación del Zulassung alemán. Desde su lanzamiento FBK ha obtenido un gran éxito en la comercialización del producto. El director general de FBK, Dr. Ulrich Pachow afirmó: «FBK ha consolidado su posición y tiene una excelente reputación entre los clientes y trabajadores de la construcción del área de los materiales para tejados de Alemania. Merece la pena mencionar que Eternit de Austria distribuye el «Wellplatte de FBK» bajo su propia marca en Austria como una alternativa a los productos que contienen amianto. El funcionamiento mecánico tan excelente de las placas onduladas ha sido básico, siendo el resultado del refuerzo mediante roving e hilos cortados de fibra de vidrio». Las placas onduladas fabricadas por FBK ofrecen propiedades notables tales como: • Alto límite de rotura por flexión/MOR (Valor medio superior a 25,0 N/mm2) • Alta resistencia a compresión

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• Resistencia al fuego (A I DIN) - (BS Class 0) • No es quebradizo. Se puede pisar encima sin usar tablones • Alta resistencia hielo - deshielo y pedrisco • Larga duración «Otro punto de especial importancia», según el Dr. Pachow, «es que las placas onduladas reforzadas con las fibras Vidrio AR muestran un comportamiento muy dúctil, no quebradizo en los ensayos, mientras que los productos de cemento con amianto suelen fracturarse dando lugar a resultados catastróficos. Los impactos, por fuertes que sean, no rompen las placas. Estas placas tienen las mismas prestaciones que los demás productos de fibrocemento y sus características permiten que la placa sea usada en tejados sin necesidad de entablados de seguridad que son comunes a otros productos de fibrocemento». Hace 5 años para obtener el Zulassung se tuvo que probar la durabilidad a largo plazo del producto por un mínimo de al menos 50 años, por medio de ensayos de envejecimiento acelerado. Esto fue posible con una matriz desarrollada especialmente para la ocasión. Los ensayos comparativos realizados con muestras de 10 años confirmaron los resultados obtenidos en los ensayos de envejecimiento acelerado: no se detectaron pérdidas significativas de resistencia. En 1989 Faserbetonwerk Kolbermoor recibió el premio de la asociación GRCA por este notable desarrollo. La maquinaria de producción para las placas Wellcrete en FBK ha sido constantemente redefinida y mejorada, y su producción actual asciende a dos millones de m2, con una fuerza de trabajo mínima y alto grado de fiabilidad trabajando en tres turnos continuos. La gama de productos incluye placas onduladas (Wellplatten) y también placas lisas (Flachplatten) de diferentes grosores y superficies. Las placas se venden en distintos colores siendo la última novedad una placa ondulada de color natural llamada «natura». Un nuevo desarrollo del proceso de inyección en molde fue puesto en servicio en 1993 para la fabricación de productos de tamaño reducido necesarios para completar las instalaciones de placas onduladas. Las perspectivas para la tecnología son excelentes. La empresa que desarrolla la tecnología, Heidelberger Zement, tiene un acuerdo de concesión de licencia para implantar otra unidad de producción en Europa. Actualmente se están realizando nuevas operaciones en Europa, Africa y Lejano Oriente. 9.5.3.2 Cables de atirantamiento para arquitectura textil en cubiertas Paralelamente al desarrollo de membranas flexibles en nuevos materiales, sistemas estructurales procedentes de la arquitectura naval se han puesto a punto para asegurar su fijación y atirantado. Los filamentos de aramida son los más adecuados para esta aplicación. Ensamblados en paralelo, se revisten normalmente por una resina de poliuretano o poliamida. Estos cables poseen la resistencia del acero y además no tienen los problemas de peso, corrosión y límite elástico de éste. Cables de pre-tensión para reparaciones. Cuando existen desalineaciones de pilares o peligro de abatimiento de bóvedas, es preciso contener la construcción para poder llevar a cabo la reparación. Para esta aplicación, los tirantes están compuestos por fibra de carbono o aramida revestidos por resina de polipropileno o poliuretano. Un ejemplo típico es la consolidación de la estación de metro de Ivry en París: para compensar el empuje inicial del fallo del suelo bajo las bóvedas, éstas se reforzaron por una sucesión de tirantes compuestos por cables de aramida de 150 toneladas de carga cada uno. Edificios célebres de los siglos XIV y XV se han salvado de hundimiento gracias a técnicas de estabilización similares.


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9.5.3.3 La construcción membrana flexible-hormigón en cubiertas Esta construcción constituye una simbiosis de gran originalidad. Se puso en marcha en Estados Unidos y posteriormente ha sido transferida a Europa. Se utiliza hormigón y una membrana flexible, tejida o tricotada de hilo continuo de poliéster. Normalmente, se utilizan en superficies de tipo semiesférico, aunque puede aplicarse también a otros tipos de geometría. En su fase preliminar, el procedimiento es similar al de una estructura hinchable: • colada de un larguero de hormigón sobre el área de implantación • fijación periférica sobre este larguero de una membrana flexible • hinchado de la membrana A partir de ahora, es cuando el proceso difiere del de una estructura hinchable: • proyección de una espuma de poliureteno rígido termoaislante, de un espesor de unos 50 milímetros sobre la pared interna de la membrana • anclaje de un enrejado metálico sobre el revestimiento de espuma • proyección de un velo de hormigón La membrana flexible. El papel de la membrana es primordial, puesto que debe servir de molde, asegurar la geometría de la espuma y del hormigón hasta que estos elementos hayan solidificado, y también garantizar la estanqueidad de la obra. E1 material constituyente de la membrana es un soporte textil de poliéster revestido de policloruro de vinilo flexible en ambas caras. En el caso más frecuente de una geometría semiesférica, se confeccionan «gajos de naranja», ensamblándose posteriormente. Ventajas de esta técnica; - en comparación con una estructura hinchable: • no necesita sujeciones debidas a la necesidad de mantener una presión continua en servicio; • no se requiere de la existencia de una cámara, pudiéndose practicar después del endurecimiento todas las aberturas que se consideren necesarias, de cualquier dimensión; • estabilidad ante tensiones aerodinámicas; • aislamiento térmico y ausencia de condensación. - y en comparación con una cubierta tradicional: • rapidez de ejecución (alrededor de un mes para una superficie hemisférica de 48 metros de diámetro; • coste inferior en un 10 - 15%; • volumen confeccionado enteramente por «gajos» con posibilidad de alcanzar luces muy grandes; • estanqueidad permanente asegurada por la membrana, facilidad de mantener una atmósfera inerte en el interior;

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Capítulo IX. Otros sistemas de materiales compuestos • el hormigón está protegido frente a choques térmicos, con menor riesgo de fisuración; • elevada resistencia ante la sobrecarga de viento (estructura en arco); • antisísmica.

Ambas estructuras aquí estudiadas, membranas flexibles con armadura metálica y membranas flexibles con hormigón están planteadas para aplicaciones distintas: las primeras para geometrías con doble curvatura y las segundas para geometrías esféricas. Realizaciones. A día de hoy, este tipo de construcciones se aplica fundamentalmente a los sectores agrícola y agroalimentario: silos de grano, azucareras, etc. Una bella ilustración es el conjunto de cuatro silos de cereales erigido en Rouen, con una capacidad unitaria de 28.000 m3 (48 metros de diámetro). En otros sectores, por ejemplo, cabe mencionar la pantalla total del Futuroscope de Poitiers, que es un 2/3 de esfera, de 27 metros de diámetro. Otras construcciones se han ejecutado en el sector industrial, salas dedicadas a la práctica del deporte, congresos, exposiciones, espectáculos, etc. Ejemplo de membrana. Referencia: Fabricante: Naturaleza del soporte textil: Naturaleza del revestimiento: Peso: Resistencia a rotura por tracción: Clasificación resistencia al fuego:

Sainter 847 D Saint Freres Protection Hilos continuos de alta tenacidad PVC flexible con una protección anti-Ultravioleta, antifungicida y acabado antisuciedad. 1100 g/m2 80 KN/m M-2

Figura 9.5.4 Conjunto de silos de cereales de Rouen


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9.5.4 Materiales compuestos de matriz cementítica en paneles interiores. El yeso reforzado con fibra de vidrio El yeso reforzado con fibra de vidrio constituye una alternativa de enorme interés para techos de edificaciones. La resistencia del yeso reforzado con fibra de vidrio es aproximadamente dos veces superior a la del yeso sin reforzar. Para determinar el tipo y la calidad de la fibra de vidrio a introducir se manejan tres parámetros: el ensimaje, la longitud del hilo y la relación de peso entre la fibra de vidrio y la escayola seca. La adición del ensimaje o apresto del hilo a la escayola en el transcurso del mezclado, supone una dificultad mayor de adherencia entre los dos materiales, pero según las características de este ensimaje la falta de adherencia puede ser mayor o menor, por eso los ensimajes aquí añadidos son compatibles con la escayola y no perjudican la adherencia entre los dos materiales.

Figura 9.5.5 Techo del supermercado de Alcampo en Utebo (Zaragoza) realizado con yeso reforzado con fibra de vidrio

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Por otra parte, es interesante conocer como varían las propiedades del GRG dependiendo de la longitud de la fibra, así como la influencia que tiene el contenido de dicha fibra en el comportamiento del material compuesto; la determinación de esta influencia que tiene el contenido se llevó a cabo simultáneamente efectuando ensayos sistemáticos a flexión y a tracción, siguiendo unas determinadas condiciones de ensayo. La escayola utilizada está en estado molido y fue amasada con una relación A/Y = 0.8. Los ensayos a tracción se realizaron sobre probetas normalizadas de 8 x 5 cm2 de sección, con una velocidad de tracción de 1 mm por minuto. Los ensayos a flexión se realizaron sobre probetas prismáticas de 4 x 4 x 16 cm, con una distancia entre los apoyos de 10 cm y con una velocidad de descenso del punzón de 10 mm /minuto. Ambos ensayos fueron hechos en probetas de edad variable en su envejecimiento natural: 2 horas, 24 horas, 7 días y 28 días. Finalmente, los ensayos se llevaron a cabo con una atmósfera condicionada a 20 °C y a una humedad relativa próxima al 65 %, habiéndose tomado las medidas con un dinamómetro. Una vez se ha procedido a la rotura de las probetas, y analizadas las gráficas, se pueden sacar las primeras impresiones; del examen de las gráficas se desprende que el contenido de fibra de vidrio óptimo se encuentra entre el 0.9 y el 1 % en relación con el peso de la escayola seca. La propia experiencia nos muestra que por encima de dicho porcentaje se presentan problemas de dispersión de las fibras, así como problemas de amasado; además, las curvas muestran que sobrepasando el límite de 1 % de fibra, las propiedades de la escayola se ven notablemente disminuidas. Sobre la longitud de los hilos se pueden utilizar dos medidas óptimas que son los hilos cortados a 12.5 o a 25 mm; no obstante, es preferible utilizar los hilos de 12.5 mm dado que presentan una mayor facilidad de manejo y que se obtienen los mismos resultados que con fibras de 25 mm. La curva que se obtiene de la mejora de la resistencia a flexión, en función de los tiempos de envejecimiento, muestra que el refuerzo que supone la fibra de vidrio tiene un máximo de eficacia en las probetas de 7 horas, para pasar a un mínimo de eficacia en las probetas de 24 horas y luego el hilo de vidrio vuelve a recuperar su eficacia normal; es evidente que dicho mínimo aparece en el caso de envejecimiento natural, no así cuando se procede al secado de probetas en estufa a 40 °C, en cuyo caso la resistencia del material es la que presenta definitivamente. De estos ensayos se desprende que la fibra de vidrio adicionada a la pasta de escayola, cortada en hilos de 12.5 mm y a razón de 1 % del peso de la escayola seca, dobla sensiblemente la resistencia a flexión y a tracción de la escayola sin fibra de vidrio. Estas mejoras se han medido sobre probetas de forma geométrica simple, pero es obvio que cuando se acomete el molde de piezas más complejas, se mantienen las mejoras a flexión (conservando las condiciones del ensayo), incluso se triplica la resistencia del momento flector. Del mismo modo, la resistencia al choque se ve mejorada; el aumento de las características de flexión y tracción, al igual que el choque, supone una gran ventaja en el transcurso del transporte y manipulación en la obra, ya que actualmente se producen muchos desperfectos por dichas causas.


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9.5.5 Materiales compuestos de matriz cementítica como elementos estructurales 9.5.5.1 Fibras para substituir el armado metálico del hormigón En algunas ocasiones la utilización del acero como armadura del hormigón presenta serios problemas como: corrosión, magnetismo o densidad demasiado elevada. Una alternativa la constituye el redondo compuesto por fibra de vidrio revestida por una matriz termoendurecible (poliéster, viniléster o epoxi). Al estar la fibra de vidrio revestida por una resina, no existen problemas ni de abrasión ni de reacción química alcalina del hormigón. La adherencia entre el hormigón y este tipo de redondos es muy alta ya que se obtiene un gran relieve de la superficie comparable al del redondo de acero. Estos redondos pueden suministrarse con una pre-tensión antes de la colada, pudiéndose hacer losas o vigas con una pre-tensión, o ser utilizados como cables de pre-tensión tanto en el exterior, como dentro del hormigón. Actualmente las aplicaciones para esta configuración son muy variadas: • losas no magnéticas • velos delgados de hormigón o losas de paramento (las armaduras pueden estar muy próximas a la superficie exterior) • revestimientos de calzadas donde el factor peso sea preponderante (rampas de acceso a puentes, por ejemplo) • tierra armada • tirantes de arriostramiento • cables de pre-tensado • otros usos Este tipo de redondo está disponible de 4 a 30 mm de diámetro y puede estar ensamblado en rejillas bidimensionales e incluso en estructuras tridimensionales. En Alemania, Bélgica y Holanda se están investigando redondos y mallas de fibra de carbono para substituir las barras metálicas del hormigón armado. Se han desarrollado materiales compuestos de matriz termoestable para pretensado aplicándolos a algunas estructuras prototipo: • Tendones de Parafil (con fibras de Kevlar) y anclajes para hormigón pretensado en Inglaterra • Barras de armado y tendones para pretensado en Holanda y Alemania • Substituyendo al armado del hormigón

9.5.5.2 Tirantes En numerosas aplicaciones donde existen problemas de corrosión, o en edificios de comunicaciones o transmisiones donde los tirantes metálicos serían susceptibles de calentamiento por absorción de la energía radiante o de interferencias en la transmisión de ondas electromagnéticas, se utilizan tirantes de fibras.

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Si los esfuerzos de tracción son de nivel medio-alto (hasta 2700 MPa) se utilizan fibras de vidrio. Si los esfuerzos superan ese valor (desde 2700 MPa hasta 4500 MPa) se utilizan fibras de carbono o aramida (kevlar o twaron). Como ejemplo de aplicación, se va a mostrar la conocida Torre de Telecomunicaciones de Collserola de 268 metros de altura, cuyo proyecto ejecutivo fue desarrollado por los Doctores Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos Julio Martínez Calzón y Manuel Julia Vilardell sobre el proyecto original desarrollado por el arquitecto británico Norman Foster. En esta construcción, los tirantes superiores, cuya misión es inmovilizar la base del mástil, están situados en la zona de emisión, por lo que en caso de ser metálicos serían susceptibles de calentamiento por absorción de la energía radiante y además producirían problemas de distorsión de las imágenes emitidas. Por esta razón, ya en el proyecto base figuraban de fibra orgánica. Durante el proyecto ejecutivo se eligió fibra de aramida (poliparafenilo terefalamida) producida por Twaron. Cada uno de los tirantes se compone también de cables en paralelo, en este caso de siete cordones de 50 mm. de diámetro, colocados dentro de una vaina de polietileno.

Figura 9.5.6 Redondos de fibra de vidrio y resina vinilester unidos mediante una cabeza metálica para formar un tirante de unión 9.5.5.3 Fibras para pretensado de tendones para hormigón Existen dos fibras con base polimérica y un material de fibra inorgánica cuyo uso es apropiado como cables para pretensar el hormigón armado; estos materiales pueden reemplazar a los cables de acero de alta resistencia a tracción. Son las fibras de vidrio, aramida y carbono. Los dos primeros tipos de fibra han sido utilizados como cables para pretensar mientras que la última es aprovechable pero no se conocen aplicaciones reales. Los tres sistemas comerciales utilizan filamentos paralelos pero difieren en las técnicas de construcción. El «Polystal» es una pultrusión de fibra de vidrio en un material resinoso; «Parafil» es una cuerda cuya resistencia proviene de hilos de aramida; «Arapree» es una pultrusión de fibras de aramida.


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1. Polystal está producido por Bayer AG en asociación con Strabag AG de Alemania y está disponible desde 1978. 2. Parafil es una cuerda que contiene un núcleo de fibra alineada unidireccionalmente que está encapsulada en un encofrado de material polímero. 3. Arapree es un cable pretensado que consiste en filamentos de aramida embebidos en una resina epoxi y realizados mediante la técnica de pultrusión, usando la fibra de aramida Twaron. La empresa Strabag Bau-AG de Alemania ha construido tres puentes utilizando tendones de fibra de vidrio y resina de epoxi: dos en Dusseldorf y uno en Berlín. Los tendones se equiparon con sensores de fibra óptica en Dusseldorf, o hilos de cobre en Berlín para detectar fisuraciones y tensiones anormales. Existe actualmente un proyecto de la Comunidad Europea que engloba a Bélgica, Holanda y Alemania para el estudio de estos materiales y sus anclajes. También evaluarán los estudios japoneses sobre tendones trenzados de fibras de carbono. Tabla 9.5.2 Comparación entre las propiedades de cables Parafil con hilos pretensados

Material Resistencia última a tracción (GPa) Módulo de elasticidad

Cable Parafil

Cable Parafil

Cable Parafil

Tipo A

Tipo F

Tipo G

Acero Pretensado de baja relajación.

0,62

1,93

1,93

1,49

12

77,5

126,5

200

(GPa) Pérdida de relajación (% de la carga inicial) Deformación (%)

14

22

8

1,1

después de 144 horas




0,5 después de 1000 horas



0,056 sobre ∅ de 1,56 mm

Las nuevos materiales compuestos de matriz termoestable son muy indicados para el pretensado exterior (pretensado fuera de la sección de hormigón). El puente de Chevire sobre el Loira y algunos puentes en Alemania y Suiza han utilizado el pretensado exterior, mejorando en cada uno la técnica del anterior.

9.5.6 Los materiales compuestos de matriz cementítica en la restauración 9.5.6.1 Utilización del hormigón reforzado por fibra de vidrio AR E1 Grupo Saint-Gobain ha desarrollado y patentado una nueva serie de formulaciones de matrices de HRFV. El nuevo sistema ofrece grandes ventajas en cuanto a la durabilidad y resistencia de los componentes del HRFV a largo plazo. Las propiedades alcanzables con el nuevo sistema impactan de forma positiva sobre los inconvenientes de los anteriores sistemas, particularmente en las áreas de aplicación críticas.

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Los ensayos realizados con un amplio rango de formulaciones han logrado un sistema que nos ofrece: • Aumento de la resistencia a largo plazo unido a una evolución rápida de resistencias • Excelente dureza al impacto y baja deformabilidad a la rotura • Baja retracción • Excelente comportamiento ante: -

Envejecimiento acelerado Mecanismos de secado-mojado Mecanismos de hielo-deshielo Resistencia química Carbonación

• Reducida fluorescencia

9.5.6.2 Ejemplos de aplicación Desde 1989, varios edificios han sido revestidos con paneles realizados bajo este nuevo sistema y se ha supervisado su evolución bajo condiciones reales durante los últimos tres años. E1 primero consistía en tres paneles que totalizaban 3500 m2 en Porte de Vicennes, París, y otros 6600 m2 de paneles en Espace Forbin, emplazamiento histórico en Aix en Provence. Este último consistía en 2200 paneles, columnas y cornisas. Otros contratos han sido terminados en Perpignan, Chateau Roux y Vierzon y en estos momentos se están erigiendo 350 paneles (1700 m2) en un hotel de Montpellier. Hace varios años que comenzaron los trabajos de restauración de estos bloques de apartamentos en Staerevej, Copenhague, en los que se está utilizando HRFV fabricado por BB Fiberbeton A/S, siendo restaurados todos los elementos de los balcones en HRFV. Este proyecto ha finalizado en 1992 y los cinco bloques de apartamentos han sido totalmente revestidos con un atractivo terminado de fachada en HRFV. En total se utilizaron para esta restauración alrededor de 10.000 m2 de paneles para el revestimiento de la fachada de 10 mm de espesor. Un equipo de cuatro personas trabajó en ello erigiendo aproximadamente 300 m2 de fachada al día. De esta manera los apartamentos fueron revestidos sin apenas causar molestias a los ocupantes. Gracias al éxito logrado en este proyecto, BB Fiberbeton ha obtenido un nuevo contrato de 50.000 m2 de paneles de revestimiento de HRFV en el norte de la isla. Las especificaciones del contrato de Staerevej fueron realizadas por Hans Litske de Copenhague, siendo el ingeniero consultor Klaus Nielsen de la compañía Neva y el contratista principal Murersvendenes A/S de Glostrup. Estos dos edificios gemelos multipisos en Abu Dhabi eran en su origen dos edificios residenciales de 12 pisos que pertenecían a diferentes dueños. Sin embargo la superficie original se deterioró drásticamente debido al duro medio ambiente local. La fachada ya no era atractiva y la renta apenas cubría los costes de mantenimiento. Dado el favorable emplazamiento del edificio que se encuentra en el centro de la ciudad y tiene vistas al mar, uno de los propietarios decidió transformarlo en un hotel. El plan requería numerosos cambios arquitectónicos tales como la redistribución de los interiores junto con la completa renovación de la fachada exterior. El HRFV demostró ser el mejor sistema de renovación debido a su peso ligero, facilidad de instalación, buena longitud de estructura (los paneles fueron diseñados


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para ser capaces de abarcar suelos enteros siendo sujetos con fijadores sobre las losas existentes) y excelente coste. Los paneles de HRFV se diseñaron para cubrir la fachada existente sin la necesidad de prescindir de los elementos de los que constaba la antigua fachada, lo que supuso una significativa economía en los costes de trabajos de exterior. Se usaron paneles de HRFV de color blanco a los que se agregaron pinturas de distintos colores que le confirieron un atractivo acabado. Los paneles de HRFV se diseñaron para semejar losas de granito (en una medida no standard de 3.3 x 2 metros). También fue necesario tomar consideraciones especiales en el diseño de construcción. Por ejemplo, un examen minucioso de la zona de la vieja construcción mostró inexactitudes en algunas áreas. Para solucionar este problema se empleó el diseño de soportes de acero inoxidable para asegurar una perfecta alineación de los paneles de HRFV y para cubrir la desalineación de la vieja construcción. Todo el trabajo de construcción, que supuso más de 3.500 m2 de paneles de fachada en HRFV, fue completado en tan sólo cuatro meses finalizando los trabajos en mayo de 1992. La empresa contratada para esta obra fue Fibrex Company de Abu Dhabi quien también suministró los paneles de fachada de HRFV llevados a cabo en el Golfo. El proyecto consta de 6 edificios de 9 pisos con una fachada que requerirá 20.000 m2 de revestimiento de HRF.

Figura 9.5.7 Elementos tallados en HRFV imitando terracotas en una restauración llevada a cabo en el corazón de Chicago

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El Gran Hotel Hyatt Erewan situado en el centro de Bangkok ha sido totalmente reconstruido en el tradicional estilo arquitectónico Thai gracias a la flexibilidad de diseño que otorga el HRFV. Los elementos de cornisa, que son la característica más prominente de la fachada del hotel, fueron fabricados en láminas sencillas de HRFV por General Engineering Limited (GEL). La compañía que diseñó el edificio, Rangson Architecture Company Limited, eligió el HRFV no sólo por su gran facilidad para reproducir los complejos detalles de la arquitectura Thai sino también por su bajo peso que reduce en gran manera el tiempo de ejecución de la obra. El director del departamento de HRFV de GEL, Janeyndt Thongbaiyai, afirma que están realizando numerosos trabajos en desarrollo de hoteles en dicha región. «De cualquier forma este edificio es el mayor proyecto en HRFV que hemos desarrollado hasta la fecha en Tailandia». El hotel supuso un total de 20.000 m2 de lámina sencilla de HRFV y fue oficialmente reinaugurado en otoño de 1991. Los consultores del proyecto fueron Arun Chaserec Consulting Engineering co. Ltd. y los contratistas fueron Tai-Sei (Tailandia) co. Ltd.

9.6 Materiales compuestos activos

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9.6 MATERIALES COMPUESTOS ACTIVOS Las estructuras y materiales inteligentes son un nuevo tipo de componentes constructivos con capacidad de autoinspección y adaptación inherente. Existen varias tecnologías que son estratégicas para su desarrollo, pero sobre todo, el sistema sensor de fibra óptica está siendo introducido en materiales compuestos avanzados para aplicaciones en la construcción. Esta investigación es una aplicación ideal para esta tecnología de sensores ya que las fibras ópticas son compatibles con la fibra de vidrio E pero sus dimensiones radiales son un poco más altas que las de la fibra estructural. El sistema sensor permite al componente compuesto ser controlado durante su manufactura, su vida en servicio y roturas inminentes. Las fibras ópticas pueden soportar hoy en día la temperatura de curado de 160 °C asociada a la fabricación de materiales estructurales inteligentes.

9.6.1 Introducción Los sensores de fibra óptica embebidos en materiales compuestos han sido estudiados profundamente a lo largo de los últimos años, de cara a su utilización como medidores de deformación y temperatura en el interior de estos materiales. El interés en estos sensores se encuentra garantizado en base a que pueden proporcionar información sobre deformación y temperatura local sin distorsión significativa del compor-

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tamiento del material. Sin embargo, existen dificultades prácticas a la hora de utilizar sensores de fibra óptica. El principal problema consiste en que un único sensor no proporciona suficiente información para obtener los siete parámetros que se pretende buscar, que son las seis componentes de deformación y la temperatura. En este apartado se describirán las dificultades y posibles soluciones para superar estos problemas. Sensores intrínsecos y extrínsecos de Fabry-Perot Los sensores de fibra óptica embebidos operan generalmente en base a principios de interferometría. Los más comunes de estos tipos de sensores son los sensores intrínsecos y extrínsecos de Fabry-Perot, los cuales consisten en una fibra óptica circular embebida en el material compuesto. En estos sensores existen dos espejos parcialmente reflectantes paralelos y distanciados en el interior de la fibra óptica. El material existente entre ambos puede ser tanto vidrio (sensor intrínseco de Fabry-Perot) como aire (sensor extrínseco de Fabry-Perot). Un haz de luz coherente de laser pasa a lo largo de la fibra óptica. Se mide la intensidad de la luz reflejada entre el primero y el segundo espejo. El objetivo es deducir la deformación y temperatura dentro del material compuesto a partir de los cambios medidos en la intensidad de la luz, la cual debe estar relacionada con la deformación y la temperatura por medio de las expresiones adecuadas. Estas expresiones son establecidas por medio de un modelo consistente en tres submodelos, según el siguiente esquema. Deformación y temperatura en el material → Submodelo 1 → Deformación y temperatura en la fibra

óptica → Submodelo 2 → Incremento de longitud en la fibra óptica → Submodelo 3 → Luz reflejada en base a las propiedades ópticas de la fibra. El primer submodelo relaciona el cambio de temperatura en el material

∆T ∞ y las seis componentes de deformación

ε 1m ,∞ ... ε 6m ,∞ alrededor del sensor, con el cambio de temperatura y las seis componentes de

deformación en el interior del sensor óptico. El segundo submodelo relaciona los cambios en temperatura y las seis componentes de deformación en el interior del sensor a los cambios en longitud entre los espejos y los índices de refracción. Este submodelo incluye dos índices refractivos, necesarios por efectos de la deformación de cortadura. El tercer modelo relaciona las propiedades ópticas relevantes en el interior del sensor a la intensidad de luz reflejada IR. Intensidad de luz reflejada Por medio de la utilización de estos tres submodelos, los cambios en la intensidad de la luz reflejada se pueden calcular cambios específicos en la temperatura y deformación en el interior del material compuesto. Por medio de la utilización de códigos de calculo de manejo sencillo se pueden desarrollar estos cálculos. Uno de estos códigos es el SENSOR I, el cual fue verificado por medio de ensayos, en los que un sensor intrínseco Fabry-Perot fue embebido en un material compuesto Fiberite T300-976 formado por carbono y resina epoxi. Las galgas de deformación fueron fijadas también a la superficie de la placa. Se desarrollaron tres tipos de ensayos. Primero, se aplicó una carga constante a lo largo del borde de la plata. Después se aplicó una carga constante a lo largo de la arista más corta de la placa. Finalmente, se aplicó una carga variable a lo largo de la arista más larga de la placa. Se recogieron los cambios en la


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intensidad de la luz. Además, las deformaciones fueron medidas por medio de galgas extensométricas. A partir de estas deformaciones, las intensidades de luz fueron calculadas por medio de SENSOR I. Para los tres ensayos desarrollados se obtuvo un excelente grado de correlación entre la intensidad de luz medida y la obtenida por medio del código SENSOR I.

Figura 9.6.1 Edificio dotado de componentes constituidos por materiales compuestos activos Medidas de temperatura y deformación Con un único sensor y una única fuente de luz de longitud de onda constante, la deformación o la temperatura puede ser medida sólo bajo circunstancias especiales. La deformación axial puede ser medida sólo cuando hay una tensión predominante en el material y se encuentra en la dirección del sensor óptico embebido, mientras que no existe cambio en la temperatura. El cambio de temperartura puede ser medido solamente cuando un existe cambio en la tensión dentro del material. En el primer caso la tensión, y en el segundo caso la temperatura, puede variar bruscamente (incrementándose o decrementándose) con el tiempo continuamente y de un modo regular. El código SENSOR ST fue desarrollado bajo las restricciones descritas previamente, las cuales proveen tanto la deformación o la temperatura a partir de los cambios medidos de intensidad de luz. El código fue verificado por medio de ensayos. Los dos primeros ensayos fueron relativos a deformación y el tercero relativo a temperatura.

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Figura 9.6.2 Edificio dotado de componentes constituidos por materiales compuestos activos En el primer ensayo, la carga fue aplicada uniformemente a lo largo de la placa carbono-epoxi descrita previamente. En el segundo experimento, el sensor fue embebido una placa gruesa formada por 16 láminas de APC2/PEEK. Las galgas de deformación se localizaron en las superficies sobre y bajo el sensor. Una línea de carga fue aplicada en un ensayo de flexión tres puntos. En ambos ensayos, las salidas de deformación proporcionadas por las galgas y las intensidades de luz reflejada fueron medidas durante la carga. La deformación axial en la localización del sensor fue deducida a partir de los datos de la galga. Las deformaciones fueron calculadas también por medio de SENSOR ST usando los datos de los sensores Fabry-Perot. Las deformaciones obtenidas a partir de galgas extensométricas y las obtenidas a partir de los sensores fueron comparadas. Las deformaciones obtenidas por medio de los sensores intrínsecos Fabry-Perot proporcionaban un grado de correlación muy elevado con los valores de deformación obtenidos por medio de las galgas extensométricas. Estos resultados ilustran que los sensores intrínsecos Fabry-Perot pueden ser usados para medir deformación axial, al menos bajo las condiciones descritas correspondientes a que sólo una deformación axial sea aplicada. En el tercer experimento, los cambios de temperatura en la placa descrita formada por APC2/PEEK, fueron medidos por medio del sensor intrínseco Fabry-Perot y por medio de un termopar embebido en el material compuesto, junto al sensor. La placa fue localizada en el interior de un horno y se fue incrementando progresivamente la temperatura. Durante el calentamiento, se grabaron las señales de salida del sensor y del termopar. Los cambios de temperatura proporcionados por el sensor intrínseco Fabry-Perot, junto al código SENSOR ST, fueron comparados con los cambios de temperatura medidos por medio del termopar. Los cambios de temperatura proporcionados por el sensor intrínseco Fabry-Perot mostraban un grado de correlación muy elevado con los correspondientes valores proporcionados por el termopar. Como conclusión de lo descrito en la presente introducción, se puede decir que los sensores intrínsecos de Fabry-Perot de única fibra y única fuente de luz de longitud de onda constante, puede ser utilizado solamente para medir tanto la componente de deformación axial, como el cambio de temperatura, pero sólo


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bajo unas determinadas condiciones de restricción. Más de una fibra y más de una longitud de onda serían necesarias para medir deformaciones y cambios de temperatura con precisión bajo condiciones térmicas y de carga mecánica complejas. Los códigos SENSOR I y SENSOR ST proporcionan herramientas para establecer las características de la fuente de luz del sensor, requeridas para tales medidas. Por ejemplo, el número y tipos de sensores necesarios para determinar dos componentes de deformación en el plano y la temperatura, fueron determinados por medio de los códigos mencionados. Los resultados mostraron que dependiendo del tipo de sensor, se requieren dos o tres sensores con dos longitudes de onda para generar los datos necesarios en la determinación simultánea de las componentes de deformación en el plano y la temperatura.

9.6.2 Sensores inteligentes 9.6.2.1 La fibra óptica Se pueden utilizar sensores ópticos embebidos en estructuras de materiales compuestos para obtener datos fiables en lo que se refiere al estado actual de carga de la estructura, así como para proporcionar información acerca de la salud de la misma. La fabricación de este sistema ofrece un desafío tanto en el diseño del sensor, como en la fabricación y elección de la mejor configuración (architecture) usada en materiales compuestos. Para medir la utilidad de las estructuras de materiales compuestos utilizamos sensores, diseñamos sensores para recoger datos en una estructura de materiales compuestos y generamos sistemas para lograr una distribución efectiva de sensores a lo largo de la estructura. Además, dirigimos los efectos de los sensores embebidos sobre las propiedades materiales de un material compuesto e identificamos la orientación y localización exacta de los sensores. Se pueden encontrar varias utilidades embebiendo sensores de fibra óptica en estructuras de materiales compuestos, que pueden agruparse bajo el enunciado general de caracterización integral y supervisión de la respuesta de la carga. La detección del daño estructural y la clasificación, así como la supervisión de la salud general de la estructura se incluyen en el enunciado de caracterización integral. La supervisión de la respuesta de la carga incluye la capacidad de obtener el tiempo real de retroalimentación del estado actual de la estructura, la precisión del método y el registro de la historia del ciclo de vida de la carga. Los sensores embebidos en materiales compuestos pueden usarse para determinar el daño causado por impactos y las grietas ocasionadas por fatiga en una estructura. Estos mismos sensores se utilizan como receptores cuando se propaga una onda lanzada sobre la estructura, determinando la localización y extensión de las delaminaciones producidas en el material compuesto. De esta forma podemos caracterizar la integridad de la estructura. La capacidad de llevar a cabo una caracterización in-situ de la integridad o salud de la estructura reduce el coste de mantenimiento de la estructura de material compuesto limitando tanto el número de periodos programados de mantenimiento como la necesidad de trasladar la estructura desde el lugar de servicio para su inspección. En grandes estructuras, se puede lograr también un ahorro de coste reduciendo el área a inspeccionar mediante el uso de sensores embebidos que indican la localización exacta de los defectos. La información obtenida de los sensores nos indica el tiempo real de retroalimentación del estado actual de la estructura cargada para conseguir un método preciso y el registro de la historia ciclo de vida de la carga. Un registro preciso de esta historia asegura que la estructura se utiliza hasta el límite de su vida a fatiga. Esta aproximación a menudo reduce los costes de emplazamiento eliminando la necesidad de contar con ciclos de vida conservadores programados a partir de los modelos realizados. El no confiar en modelos conserva-

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dores puede ampliar la vida útil de la estructura proporcionando una medida directa de la vida a fatiga. Además, la supervisión de la respuesta de la carga junto con el programa de ensayos puede usarse para verificar y realzar la precisión de los modelos estructurales. Finalmente, los datos de carga pueden utilizarse para obtener información sobre los daños sufridos mediante los cambios producidos en la dirección de la carga y la respuesta modal. La información obtenida a través de los sensores para supervisar la integridad y respuesta ante la carga debe multiplicarse para limitar el número de posiciones de los sensores. Estos deben ser lo suficientemente pequeños para que no afecten de forma adversa a las propiedades mecánicas de los materiales compuestos en los que están embebidos. También, los sensores deben ser lo suficientemente robustos para soportar el proceso de fabricación, siendo capaces de mantener su sensibilidad, orden y frecuencia de respuesta requeridos para realizar las tareas deseadas. Tomemos la galga de deformación resistente al corte. Existen varias características que hacen este sensor no deseable para aplicaciones de empotramiento. El tamaño físico de esta galga en sí y la dirección de salida de los cuatro sensores producen efectos perjudiciales sobre las propiedades mecánicas de los materiales compuestos. Las altas temperaturas de procesado del empotramiento hacen difícil que la galga de deformación supere el proceso. El sensor es difícil de calibrar, es proclive a dar resultados falsos debido a las interferencias electromagnéticas, y se rompe fácilmente. Estos problemas representan un coste considerable de mantenimiento de su ciclo de vida.

9.6.2.2 Sensores piezoeléctricos Hemos considerado también sensores que cuentan con efectos piezoeléctricos para obtener lecturas de deformación y aceleración. Aunque los sensores cerámicos PZT (Lead Zirconate Titanate) no tienen los problemas de calibración y rotura de las galgas de deformación resistentes al corte, sufren un daño similar durante la fabricación y, debido a su tamaño físico y a sus múltiples sensores de carga, afectan a las propiedades mecánicas del laminado. Además, las temperaturas Curie de los sensores cerámicos PZT son considerablemente menores que las temperaturas de procesado de la mayoría de sistemas de resina de materiales compuestos de uso aeroespacial. Hemos considerado el colocar el material cerámico una vez embebido el sensor PZT en el laminado, sin embargo, los altos voltajes junto con las propiedades dieléctricas de los laminados compuestos de carbono hacen que esta tarea sea difícil. Una última preocupación con los sensores piezoeléctricos es su pobre respuesta a bajos valores de deformación.

9.6.2.3 Sensores de fibra óptica Nuestra investigación para encontrar los sensores embebidos óptimos para supervisión de la estructura íntegra y la respuesta de la carga nos ha llevado a seleccionar los sensores de fibra óptica. Estos, como el que se muestra en la Figura 9.6.3, ofrecen cuatro ventajas importantes sobre aquellos resistentes al corte y los piezoeléctricos. Los sensores de fibra óptica son considerablemente más pequeños (125 mm de diámetro) que los anteriores cuyos diámetros oscilan entre 40 y 250 mm. Estos sensores pueden diseñarse junto con un sistema de configuración múltiple por lo que algunos pueden incorporarse en una única fibra óptica. Esto mejora las propiedades mecánicas del laminado (para un número dado de sensores embebidos) debido al reducido número de salidas de sensores en la estructura. Además, un sensor fabricado a partir de una fibra óptica seleccionada de forma apropiada demuestra una excelente supervivencia en lo referente a


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la temperatura, presión y manejo durante la operación de procesado del laminado de materiales compuestos. Finalmente, los sensores que miden los fenómenos medioambientales mediante el uso de señales puramente ópticas no están sujetos a interferencias electromagnéticas como las galgas de deformación resistentes al corte y los transductores piezoeléctricos. Las interferencias electromagnéticas pueden degradar de una forma severa la capacidad de un sensor para proporcionar información estructural en condiciones de servicio. Las tecnologías fotónicas, optoelectrónicas y de las fibras ópticas se refieren a la transmisión de la luz a través de ondas de fibra transparentes de plástico o vidrio. La fuente de luz es controlada para desarrollar una señal cargada de información que es entonces transmitida por toda la fibra óptica desde la fuente de la señal hasta el receptor. La información está representada por señales ópticas cuyo diseño distingue características como amplitud, fase, frecuencia o polarización. Así pues, la combinación del rayo de sol y la fibra óptica es análoga a los sistemas de transmisión de información más convencional relacionados con las señales eléctricas y los alambres de cobre. Con un sistema convencional de fibra óptica, es empleado generalmente un sistema transmisor óptico para crear una señal de luz apropiada a partir de una señal eléctrica utilizando un diodo láser o un diodo emisor de luz. Esta señal de luz es conducida entonces al interior de la fibra y transmitida a un sistema receptor óptico que contiene un fotodiodo que convierte de nuevo la señal luminosa en una señal eléctrica antes de la amplificación y el pos-procesamiento.

Figura 9.6.3 Sección transversal de la fibra óptica con revestimiento de protección. Ampliación x 100 Mientras que los orígenes de la transmisión de información utilizando una fuente luminosa no son recientes, como se demuestra en la larga historia de los faros, que durante siglos han prevenido a los marineros de los peligros marinos, este campo ha sido considerado de interés estratégico desde comienzo de la década de los 70, cuando las tecnologías de la fibra óptica o tecnologías fotónicas penetraron en la industria de las comunicaciones. Consecuentemente, las significativas ventajas ofrecidas por los cables de fibra óptica fueron responsables de que esta tecnología fuera la preferida para las telecomunicaciones y los sistemas de transmisión de datos. No deja de ser natural que, a continuación, esta tecnología en estado embrionario irrumpiera en el mercado de los sensores en cuanto maduró y a comienzo de los 80 las tecnologías de fibra óptica fueron aplicadas para el desarrollo de nuevos tipos de sensores. Esta nueva

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generación de sensores no sólo explota muchas de las ventajas de la transmisión de información codificada en señales ópticas sino también las propiedades de las fibras plásticas y de sílice para generar señales optoelectrónicas representativas de los estímulos externos sometidos a medición. Así, en el contexto de los sensores ópticos, la señal luminosa es transmitida a la zona sometida a un estímulo, por ejemplo, una carga dinámica o la temperatura, y el estímulo externo modula las características de amplitud, fase, color o polarización del rayo de luz. La luz modulada es entonces detectada y analizada por el sistema receptor para producir información acorde con el estímulo externo. El primer tipo de sensores de fibra óptica explotaban la capacidad de las fibras ópticas de pequeño diámetro para transmitir señales eléctricas convertidas en señales ópticas. Puesto que las fibras sólo eran utilizadas para transmisión de señales, eran un componente pasivo del sistema. Este tipo de sensores se denomina sensores extrínsecos, en los cuales la función sensora se desarrolla explotando un fenómeno no relacionado con la fibra, como puede ser la interrupción de un rayo de luz o el comportamiento asociado con la luz reflejada. Los desarrollos posteriores de la tecnología de la fibra óptica fueron los responsables de la evolución del segundo tipo de sensores ópticos, denominados sensores intrínsecos, en los que los cambios en las propiedades de la fibra debidos a excitaciones externas son la base para medir las características de tales estímulos externos. Puesto que las características de transmisión de las fibras ópticas dependen de la excitación que reciban de una extensa variedad de estímulos, esta sensibilidad ha tenido como resultado el espectacular crecimiento del campo de los sensores intrínsecos. De hecho, está previsto que los sensores de fibra óptica dominen el mercado de sensores durante la próxima década para un extenso rango de aplicaciones sensoras. Las tecnologías de fibra óptica ofrecen al diseñador de sensores y conexiones de transmisión de datos para aplicaciones con materiales inteligentes gran cantidad de ventajas diferentes que incluyen una sencilla base tecnológica común que proporciona mecanismos a desarrollar para detectar numerosas perturbaciones físicas de naturaleza mecánica, acústica, magnética y térmica. Existe una larga lista de distintos tipos de sensores de fibra óptica que pueden ser empleados para medir un extenso campo de variables. Las diversas ventajas de los sensores de fibra óptica y los sistemas de transmisión de datos sobre los sensores eléctricos tradicionales y los hilos de cobre han sido responsables del significativo crecimiento de la industria fotónica. En el campo de sistemas estructurales inteligentes, por ejemplo, desarrollando materiales compuestos fibrosos thermoset; los sistemas de fibra óptica pueden embeberse fácilmente en estas estructuras compuestas; no generan calor que pueda dañar potencialmente la estructura; son lo suficientemente ligeros y pequeños como para evitar la reducción de la integridad estructural del material compuesto; no proporcionan un canal conductor a través de la estructura; no requieren aislamiento eléctrico del material estructural; y los sistemas de fibra óptica no generan interferencias electromagnéticas, lo cual puede ser una ventaja crucial en algunas aplicaciones. Las ondas de fibra óptica proporcionan un conducto para la transmisión de información de alta densidad. Esta capacidad de transporte de información se basa en el bandwidth del medio de transmisión y la frecuencia del transportador. La bandwidth práctica de las fibras ópticas excede en mucho la de los cables eléctricos desde la invención del láser, cuyo empleo de la radiación luminosa como transportador permite obtener frecuencias de 100.000 GHz. Los sistemas de transmisión de datos con fibra óptica están caracterizados por pérdidas mucho más bajas que aquellos sistemas que contienen señales eléctricas e hilos de cobre. Estas pérdidas son responsa-


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bles de la pérdida de intensidad de la señal al propagarse por la vía de transmisión. Esta pérdida de intensidad se denomina “atenuación” y, mientras que la atenuación de un cable de cobre aumenta con la frecuencia de modulación de la señal, la atenuación del cable de fibra óptica es independiente de la frecuencia de la señal. La significativa limitación de los sistemas eléctricos comparados con los sistemas ópticos puede apreciarse considerando la actuación de ambas tecnologías en las líneas telefónicas transatlánticas. El sistema eléctrico coaxial más avanzado permite aproximadamente 4000 conversaciones con un repetidor cada nueve kilómetros. En marcado contraste, una línea de fibra óptica recientemente instalada permite 39000 conversaciones en cada dirección con un repetidor cada 35 kilómetros. Las fibras ópticas son materiales dieléctricos, por lo que no proporcionan un conducto eléctrico para la conducción de electricidad y, consecuentemente, poseen inmunidad electromagnética. El control de interferencias electromagnéticas en un circuito convencional provocadas por una instalación eléctrica adyacente o por líneas de alto voltaje es una importante actividad de diseño necesaria para evitar serios problemas y malos funcionamientos del sistema. Estas actividades de control son caras y generalmente recurren al empleo de hilos protegidos o cables coaxiales. Se considera que los sistemas de fibra óptica son un medio de transmisión extremadamente seguro puesto que las señales no irradian energía que pueda ser recibida por una antena. Es extremadamente difícil intervenir una fibra subrepticiamente y casi imposible que no sea detectado, ya que los intentos de acceder a la sección central transportadora de datos de un cable de fibra óptica perjudicarían las propiedades de transmisión del medio, que facilitarían la detección. Los cables de fibra de vidrio son medios de transmisión ligeros en comparación con los cables de cobre convencionales. Así pues, mientras un cable óptico conductor sencillo típico pesa 12 Kg / Km, un cable coaxial de cobre eléctrico pesa unas diez veces esa cantidad. Esta situación puede ser aprovechada en muchas aplicaciones con materiales inteligentes, sobre todo en las industrias aeroespaciales y de transporte.

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Figura 9.6.4 Aspecto de la superficie de un laminado con fibra óptica sometido a rotura por tracción, que muestra una zona rica en resina. Ampliación x 150 Un cable de fibra óptica es bastante más pequeño que su equivalente de cobre y, además, una fibra óptica sencilla puede ser utilizada para reemplazar bastantes hilos de cobre. Las características de densidad y tamaño de la fibra óptica son cruciales para el desarrollo de estos sistemas en aplicaciones con materiales inteligentes. Las significativas características de reducción de tamaño de la fibra óptica con respecto a los sistemas tradicionales pueden ilustrarse con un ejemplo relativo a la telefonía digital. Un cable coaxial de cobre de 100 mm de diámetro permite 40000 conversaciones. Un cable de fibra óptica de12 mm de diámetro contiene 150 fibras permite 25000 conversaciones en cada fibra óptica, sumando aproximadamente 1,8 millones de llamadas telefónicas. Así pues, el volumen de tráfico permitido por el cable de fibra óptica excede con mucho el del cable coaxial, siendo su tamaño de una tercera parte. Las fibras ópticas son esencialmente un medio unidimensional que puede ser utilizado para medición y evaluación. Proporcionan la posibilidad de detectar tanto integraciones de líneas por un canal óptico predeterminado, como diferenciaciones de líneas. En el contexto de las integraciones de líneas, pueden conseguirse altas sensibilidades predeterminando un largo canal óptico para que la medición pueda interactuar con la onda óptica. En el contexto de la diferenciación de línea, una fibra óptica permite la determinación de la medición en cualquier canal. Consecuentemente, puede obtenerse al mismo tiempo el comportamiento espacial y temporal del campo de medición. Los sistemas de fibra óptica son más seguros que los sistemas eléctricos equivalentes porque dichos sistemas de base dieléctrica no presentan riesgo alguno de incendio. Por eso, las tecnologías sensoras de fibras ópticas pueden ser desarrolladas en zonas explosivas o peligrosas que impiden el uso de sistemas eléctricos convencionales. Los párrafos anteriores son un resumen de las ventajas más significativas de las tecnologías de fibra óptica como sensores y transmisores de datos. Otras ventajas de los sensores de fibra óptica incluyen la


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posibilidad de aprovechar técnicas ópticas que permiten la altísima resolución de las mediciones de longitud en localizaciones remotas mediante aproximaciones sin contacto. Los sensores de fibra óptica carecen de partes móviles, son muy compactos y mecánicamente robustos; tiene alta flexibilidad mecánica que permite a su geometría adaptarse a diversas aplicaciones; son de construcción simple con bajo mantenimiento y alta fiabilidad y, aunque son generalmente más baratos que los transductores y sensores convencionales, permiten frecuentemente la supervisión de fenómenos que no puede realizarse por medios más convencionales. Además, este tipo de sensores ópticos ya se utiliza en conjunción con sistemas digitales y bastantes métodos de multiplicación de señales, tales como división de tiempo, división de amplitud y codificación de señales digitales. Las significativas ventajas del campo de los fotónicos vienen, no obstante, acompañadas de una gran desventaja relacionada con la disposición psicológica del homo sapiens sapiens . El problema es, por supuesto, la falta de conocimiento y comprensión de la tecnología de fibra óptica en la comunidad de ingenieros. Consecuentemente, la mayor parte de los ingenieros se encuentran cómodos trabajando con circuitos de señales eléctricas y alambres de cobre y prefieren recomendar esta tecnología antes que soluciones con fibra óptica aunque está tecnología en crecimiento ofrezca abundantes ventajas. La situación también es aplicable en la práctica a campos más maduros de la ingeniería como las tecnologías de materiales compuestos. La reticencia a implementar esta nueva tecnología óptica para aplicaciones en sensores y transmisores de datos se superará con el tiempo gracias a la preparación. Este proceso de preparación comprenderá la verificación de las soluciones de fibra óptica competitivas en coste, la maduración de la tecnología mediante el desarrollo de, por ejemplo, componentes electrónicos electro-ópticos más sofisticados y el desarrollo de los patrones de la industria en los procedimientos de ensayo y las especificaciones del producto. Con el fin de minimizar los agujeros entrada/salida en una estructura para un número dado de sensores, es deseable incorporar varios sensores en una única fibra óptica. Existen varias técnicas para multiplicar los sensores de fibra óptica. Estas técnicas usan generalmente una de las propiedades asociadas con las señales ópticas: su estado de polarización, coherencia, posición temporal relativa, longitud de onda y frecuencia. Las técnicas multiplicativas de polarización y frecuencia tienen un número limitado de estados diferentes y resolutivos, lo que limita el número de sensores que pueden ser multiplicados. Es por ello que hemos seleccionado las técnicas multiplicativas de posición temporal, longitud de onda y coherencia. Esta técnica está basada en el envío de pequeñísimos impulsos de luz a la fibra óptica. Los impulsos ópticos lanzados dentro de la fibra óptica se reflejarán en un sensor colocado en un hilo de fibra óptica y retornarán a un detector en un espacio de tiempo previsible. Midiendo el tiempo de retorno de este impulso óptico, podemos distinguir las señales del sensor. La separación de los sensores debe ser de orden de 1 metro siguiendo las especificaciones dadas para un impulso óptico. Esto implica la colocación de sensores individuales en un hilo de fibra óptica que respondan a diferentes longitudes de onda. Este sistema óptico está diseñado para incluir cada una de las longitudes de onda que han sido asignadas a cada sensor individual. Cada una de las longitudes de onda que viaja en la fibra óptica se decodifica mediante el uso de filtros. Una vez las longitudes de onda han sido separadas, se produce la señal de cada sensor individual.

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Figura 9.6.5 Microfotografía SEM de una fractura por tracción a 90 grados en un material compuesto activo. Ampliación x 350 Los sensores individuales están caracterizados únicamente por la diferente longitud de cavidad óptica asignada. Igualando la coherencia de la señal óptica para cada sensor en el sistema de demodulación, se obtiene un determinación precisa del “medioambiente” del sensor. Los sensores emiten señales en serie cada cierto tiempo, y este proceso se repite para un mapa continuo del medioambiente. Una primera razón para seleccionar sensores de fibra óptica para llevar a cabo la caracterización integra estructural y para supervisar la respuesta de la carga es su pequeño tamaño. El tamaño de estos dispositivos permiten embeberlos en un material compuesto sin que el material receptor sufra efectos detrimentes. Las probetas gruesas fueron fabricadas con sensores de fibra óptica embebidos y ensayadas a cortadura interlaminar, flexión, tracción y compresión. Las series de sensores de fibra óptica fueron colocadas paralela y perpendicularmente a las fibras de refuerzo y a diferentes profundidades del laminado. Las probetas que contenían sensores de fibra óptica se compararon con probetas tipo sin que se observara alteración en la resistencia. Los sensores de fibra óptica, con unas características únicas de embebido, pueden utilizarse para obtener información a través del espesor del laminado. Esto permite realizar mediciones de respuesta de carga y de integridad estructural sin que exista interpolación entre las galgas colocadas sobre una superficie convencional. Los sensores embebidos pueden detectar efectos de no-linearidad, degeneración de la teoría clásica de laminación, y cargas irregulares no inteligibles para elementos colocados en la superficie. Para el emplazamiento del sensor es imprescindible que los sensores de fibra óptica sean colocados en paralelo a las fibras de refuerzo con el fin de minimizar la pérdida de señal óptica, y para asegurar que el eje de medida primario de la fibra óptica esté alineado con el eje de carga primario en una lámina particular del laminado. La entrada/salida de los sensores de fibra óptica dentro y fuera de la estructura es también un tema importante ya que como hay que considerar la pérdida de señal, los radios de curva pequeños pueden llegar a romperse, y la fibra debe estar protegida en este punto.


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Figura 9.6.6 Detalle de la distribución de fibras de refuerzo alrededor de la fibra óptica en un laminado. Ampliación x 400 En resumen, los sensores de fibra óptica embebidos en un material compuesto ofrecen grandes ventajas sobre los dispositivos convencionales y los supervisores de carga en términos de incremento de ejecución, información obtenida, y capacidad para fabricar una “estructura inteligente”. Los sensores de fibra óptica no deterioran las propiedades mecánicas del laminado, y demuestran poseer una supervivencia excelente en lo que respecta a la temperatura, la presión, y el manejo durante la fabricación de un laminado de materiales compuestos, y estos sensores no están sujetos a interferencias electromagnéticas. Los sensores de fibra óptica pueden multiplicarse mediante técnicas varias, limitando el número de cargas para cada sensor. Finalmente, los sensores de fibra óptica se usan para obtener información a lo largo del espesor del laminado, permitiendo hacer mediciones de la respuesta de carga y de la integridad estructural sin que exista interpolación como en el caso de las galgas de superficie. Los sensores embebidos pueden detectar efectos de no-linearidad, degeneración de la teoría clásica de laminación, y cargas irregulares no inteligibles para elementos colocados en la superficie.

9.6.3 Los fluidos electro-reológicos La Reología es la ciencia de los fluidos. La idea de controlar fluidos aplicando electricidad (electroreología) data de los años cuarenta, cuando William M. Winslow, de Colorado (EE.UU.), experimentaba con una mezcla de aceite y partículas de silicagel, un producto conocido como absorbente de la humedad. En estado normal, la mezcla se comportaba como un líquido viscoso, pero al aplicársele un voltaje, se convertía en una masa sólida. Sin embargo el efecto era poco duradero. La gran diferencia de densidad entre el aceite y la sal de sílice provocaba la sedimentación de las partículas, haciendo desaparecer el efecto electro-reológico. El fluido era, además, muy abrasivo, lo que producía desgaste en las piezas metálicas, con riesgo de cortocircuitos. Estos obstáculos enfriaron el entusiasmo inicial de varias compañías americanas, y el proyecto fue archivado.

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Su reactivación en Sheffield no se debe a una repentina solución de los problemas técnicos, sino a una reconsideración de las grandes posibilidades de aplicación de la electro-reología. El proceso fue muy lento, necesitándose avances paralelos en la Química de los polímeros (largas moléculas compuestas por unidades - monómeros - que se van encadenando, como sucede con los plásticos), Química Orgánica, Ingeniería Mecánica, Reología y Electrónica. “Conseguimos hacer el aceite más denso reemplazando los átomos de hidrógeno por los de bromo, que son más pesados”, explica el profesor Stangroom, de Sheffield. “En general, cuando una cosa se hace más pesada, se hace más sólida. En este caso, sin embargo, las diferentes formas moleculares no encajan perfectamente como para formar un sólido, por lo que en vez de congelarse, la sustancia se mantiene líquida a temperaturas relativamente bajas. Es una rareza química”. Los fluidos electro-reológicos son una mezcla especial de aceite y partículas de un polímero sólido que contiene agua. Los sólidos microscópicos, que componen el 40% del volumen, son en este caso cadenas entrelazadas compuestas por iones negativos y positivos: los iones negativos forman los eslabones de las cadenas; los positivos flotan libremente. Las moléculas de agua, que no tienen carga neta, pero sí una zona más positiva y otra más negativa, constituyendo así un dipolo, forman “pelotas” alrededor de los iones libres. Cuando se aplica un campo eléctrico a través del fluido, los iones positivos se mueven hacia la placa negativa llevando el agua a remolque. Entonces, las cadenas se alinean como las limaduras de hierro en un campo magnético: los extremos positivos húmedos alineados, cabeza con cola, con los extremos negativos y secos. Los une la tensión superficial. Variando el voltaje se puede controlar el porcentaje de partículas que se adhiere a las otras y, por lo tanto, la solidez relativa del fluido. “Es un poco como mezclar harina y agua para hacer masa de pan”, ejemplifica Stangroom. “Con la harina, el lubricante que separa las partículas secas es el aire, en vez del aceite, y el agua se introduce desde afuera, en vez de desde dentro de las partículas. Pero las partículas se espesan para formar un sólido. Si se agrega mucha agua, la mezcla solidificada se hace más líquida. El mismo efecto solvente ocurre con el fluido ER. Si el voltaje es muy alto, se drena demasiada agua de las partículas, reduciendo su adhesión”. La fórmula para lograr el fluido ER es mucho más exacta que para hacer pan. La mezcla de aceite, agua y partículas debe ser químicamente estable en un amplio rango de temperaturas. El fluido no debe ser abrasivo y sí tener buenas propiedades lubricantes. Es esencial que el aceite y las partículas tengan igual densidad para que éstas no sedimenten. Y el aceite debe ser un buen aislante, que repela fuertemente al agua, mientras que las partículas deben ser porosas, atrayendo agua como esponjas. Los fluidos ER consisten en partículas sólidas dispersas en un medio aceitoso no conductor donde, como en la mayoría de los fluidos, se ha añadido una pequeña cantidad de agua. Las partículas en suspensión cambian su configuración al azar y se alinean a modo de cadena regular en presencia de un campo eléctrico. Winslow fue el primero en informar del efecto electro-reológico (llamado de Winslow). La reología de los fluidos ER puede cambiarse mediante la aplicación de una corriente de baja intensidad de 1-100. El efecto es del orden de milésimas de segundo y es reversible. Dependiendo de la condición del fluido, la resistencia a la suspensión se puede incrementar y en algunos casos el fluido puede adquirir la consistencia de un sólido gelatinoso. El tiempo de respuesta rápido de los fluidos ER a la corriente aplicada proporciona un gran número de posibilidades de diseño en distintas disciplinas de la ingeniería, tales como los sistemas de suspensión de los automóviles, embragues, robótica, válvulas automáticas, etc. Los fluidos ER pueden así mismo usarse potencialmente en dispositivos para suprimir la vibración en estructuras de ingeniería civil que estén bajo efectos de seísmos o del viento. Las estructuras civiles a gran


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escala, como puentes, que soportan terremotos, vientos fuertes o tráfico pesado deberían tener la capacidad de descargar una considerable cantidad de energía. Aunque los dispositivos de absorción de energía mecánica pasiva tales como los aislamientos de base, amortiguadores de fricción y viscoelásticos, y sistemas de refrigeración ofrecen una capacidad limitada de supresión de vibraciones en una estructura, son deficientes en el control del movimiento bajo cargas dinámicas medioambientales severas. El éxito de un sistema de control activo para grandes estructuras se ha demostrado para algunos casos usando sistemas tales como los dispositivos de rigidez variable y de refrigeración activa en ensayos de laboratorio. En Japón y Estados Unidos han comenzado a realizar implementaciones a escala total de algunos sistemas activos. El uso de sistemas de control híbridos (pasivo/activo) es más atractivo ya que los sistemas pasivos proporcionan una capacidad de descarga fija mientras que los sistemas activos pueden controlar los movimientos dinámicos pasajeros.

9.6.4 Materiales con memoria Existen más de diez sistemas de mezclas básicos que muestran el efecto memoria de forma. Combinando tales sistemas o añadiéndoles otros elementos, aumenta el número de sistemas de mezcla en un orden de magnitud. Para aplicaciones de ingeniería práctica, la mayoría de estos sistemas son irrealizables debido tanto a su alto coste como a que la mayoría de estas mezclas sólo pueden ser utilizadas en su forma cristalina simple. Por eso, para aplicaciones prácticas TiNi y CuZnAl y sus combinaciones con pequeñas cantidades de otros elementos son los únicos SMAs (materiales con memoria de forma) viables disponibles en el mercado. Las mezclas TiNi y CuZnAl muestran propiedades significativamente diferentes debido a los constituyentes inherentemente diferentes que comprenden. Además, el proceso de manufactura y la tecnología asociados con las dos clases de SMA son también extremadamente diferentes. Es muy evidente, a partir de la comparación de las características de las dos mezclas, que las características de comportamiento de los SMAs de TiNi son superiores a las de los SMAs de CuZnAl. Además, en aplicaciones en las que se precisa de un producto de gran calidad con una larga vida de fatiga, las mezclas de TiNi son los únicos materiales que pueden ser utilizados. Las aplicaciones típicas de este tipo incluyen interruptores y actuadores eléctricos. No obstante, si no se requiere un alto nivel de comportamiento y son importantes las consideraciones de coste, puede recomendarse el uso de SMAs de CuZnAl. Las aplicaciones típicas de este tipo incluyen mecanismos de seguridad, fusibles de temperatura, alarmas de incendio, etc.

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Figura 9.6.7 Aplicación de los materiales con memoria de forma (SMA) a la construcción (Amarre inteligente) Las mezclas forma-memoria son originales en el sentido de que, cuando han sido deformadas a una baja temperatura, vuelven a su forma original sometidas a calentamiento. No obstante, pueden conservar alguna deformación permanente. Para mantener una recuperación de la forma satisfactoria, debe evitarse que la tensión de deformación exceda de un valor crítico que está en función de una serie de parámetros de proceso y del ambiente de servicio. La tensión crítica, por supuesto, depende de los atributos geométricos del producto, la naturaleza cualitativa y cuantitativa de las cargas y el número de ciclos de carga que el producto debe soportar según su diseño. A pesar de que es muy difícil una determinación precisa del valor de tensión crítica, para un número menor de ciclos de carga, la tensión debe estar por debajo del 6% en TiNi y el 2% en CuZnAl. Además, cuando el producto ha sido diseñado para un gran número de ciclos de carga, la tensión debe tener un límite superior del 2% para TiNi y del 0,5% para TiNi y CuZnAl respectivamente. Igualmente, no es recomendable calentar un producto de SMA a una temperatura por encima de la crítica. Cuando los productos de SMA están sujetos a temperaturas elevadas de ese tipo por períodos de tiempo prolongados, la forma a alta temperatura es parcialmente memorizada, lo cual inhibe al producto de


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retornar convenientemente a una forma previamente memorizada. Esta situación sugiere que la exposición prolongada de productos de SMA a altas temperaturas por encima de la temperatura crítica tiene un efecto borrador en la memoria de la mezcla, es decir, una memoria precisa pasa a ser “sucia” o “borrosa”. La temperatura crítica para el TiNi es aproximadamente de 250 °C y, para el CuZnAl la temperatura crítica es aproximadamente de 90 °C. Una exposición duradera en ambientes térmicos con temperaturas por encima de estas temperaturas críticas llevan a una función de memoria disminuida a pesar de la magnitud de la carga. Otra consideración técnica para la aplicación práctica de los SMAs se refiere a los protocolos de cierre/ unión cuando los SMAs son unidos mediante cierres o uniones a otros materiales convencionales. Esto se debe a que los SMAs experimentan contracciones y dilataciones del 2% al 6% en situaciones de servicio de rutina. Dichos cambios en las dimensiones contrastan grandemente con la magnitud de las dilataciones y contracciones de los materiales tradicionales típicos, con un límite superior del 0,5% aproximadamente. Además, si los SMAs son soldados a otros materiales, pueden fallar en su junta al ser sometidos a una carga repetida. TiNi y CuZnAl también pueden ser soldados utilizando rellenos de plata. No obstante, la zona soldada puede fallar a causa de una carga cíclica de sólo unos cientos de ciclos aunque las tensiones sean muy pequeñas. Por razones parecidas los SMAs no pueden ser pintados. No obstante, en algunos casos, se pinta el CuZnAl para evitar la corrosión o roturas por tensión debidas a la corrosión. Referencias 1. Rotman, David «Getting active» Technology Review (Cambridge, Mass: 1998) v 102 no3 May/ June 1999 p.25. 2. Chattopadhyay, Aditi; Gu, Haozhong; Dragomir Daescu, Dan “Dynamics of delaminated composite plates with piezoelectric actuators” AIAA Journal v 37 no2 Feb 1999 p.248-54. 3. Kahn, Mohamed Tariq E “Development of a NMLFPE (non-monochromatic lightwave FabryPerot etalon) for smart structure sensor applications” ISA Transactions v 38 no4 1999 p.337-45. 4. Wei, Z. G; Sandstrom, R; Miyazaki, S “Shape memory materials and hybrid composites for smart systems, part II: shape-memory hybrid composites” Journal of Materials Science v 33 no15 Aug 1 1998 p.3763-83. 5. Wei, Z. G; Sandstrom, R; Miyazaki, S “Shape-memory materials and hybrid composites for smart systems, part I: shape-memory materials” Journal of Materials Science v 33 no15 Aug 1 1998 p.3743-62. 6. “Discovery reveals structural materials with electronic capabilities” Materials Performance v 37 no5 May 1998 p.76. 7. Noor, Ahmed K; Spearing, S. Mark; Adams, W. Wade “Frontiers of the material world” Aerospace America v 36 no4 Apr 1998 p.24-6+. 8. De Gaspari, John “Super-smart composites molding” Plastics Technology v 44 no4 Apr 1998 p.89-90+. 9. Hamada, K; Lee, J. H; Mizuuchi, K “Thermomechanical behavior of TiNi shape memory alloy fiber reinforced 6061 aluminum matrix composite” Metallurgical and Materials Transactions Part A, Physical Metallurgy and Materials Science v 29A no3A Mid Mar 1998 p. 1127-35.

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GLOSARIO

A (estado). Estado inicial en la reacción de polimerización de algunas resinas termoestables (principalmente fenólicas) en el que el material, tras la aplicación del refuerzo, todavía es soluble en ciertos líquidos y aún puede ser fundido. Acelerador. Material utilizado para aumentar la velocidad de la reacción entre catalizador y resina. Aditivo. Sustancia química añadida a la resina para modificar alguna de sus propiedades. Los principales tipos de aditivos son los desmoldeantes, los ignifugantes, los estabilizantes, los fungicidas y los colorantes. Aramida. Material orgánico derivado de la poliamida y que incorpora estructura de anillo aromático. Posee una estructura altamente orientada, con elevados valores de resistencia y módulo elástico. Autoclave. Cámara cerrada utilizada para llevar a cabo una reacción química mediante condiciones controladas de presión y temperatura. B (estado). Estado intermedio en la reacción de polimerización de algunas resinas termoestables en el que el material se ablanda bajo el aumento de temperatura y es plástico y fusible, pero no puede disolverse o fundirse por completo. Es el estado en el que se encuentra la resina de un preimpregnado. Bismaleimida. Tipo de poliímida que se cura por adición, evitando así problemas por formación de volátiles asociados a la condensación. Es producida mediante una polimerización tipo vinilo de un prepolímero terminado con dos grupos maleímida. BMC. Bulk Moulding Compound. Pasta viscosa formada por una mezcla de resina termoestable y refuerzo de fibra corta, que se utiliza para la fabricación mediante moldeo por compresión o inyección. Bolsa de vacío. Proceso de fabricación de un laminado previo al curado mediante el control en el tiempo de temperatura y presión. Consiste en cubrir el laminado con un release film, un tejido de sangrado

y una bolsa transparente (bolsa de vacío); una vez sellada la bolsa se aplica vacío entre bolsa y laminado para eliminar el aire atrapado. Borde libre. Concentración de tensiones interlaminares localizada en los cantos de un laminado y que es consecuencia de la diferencia de propiedades u orientación entre laminas adyacentes. Esta concentración de tensiones puede convertirse en origen de delaminaciones y reducir de forma considerable la resistencia del laminado, especialmente bajo cargas de compresión. Braiding. Tejido de fibras estructurales en el cual las fibras se entrecruzan de forma semejante a como lo hacen las fibras textiles en la calceta formando una estructura tubular. Existen variantes que producen en lugar de un tubo una estructura de sección llena y que reciben el nombre de braiding 3D. C (estado). Estado final en la reacción de ciertas resinas termoestables en cual el material es prácticamente insoluble y no puede ser fundido. C (scan). Técnica no destructiva para detectar vacíos, delaminaciones o imperfecciones en un laminado mediante su inspección con ultrasonidos. Carbón/carbón. Material formado por una matriz de carbono reforzada también con fibra de carbono. Catalizador. Sustancia que cambia la velocidad de una reacción pero sin sufrir ella misma una transformación permanente ni entrar a forma parte de la estructura molecular del resultado de la reacción. Son las sustancias que se utilizan para acelerar el curado de una resina. Coeficiente de expansión térmica (CET). Cambio en longitud por unidad de longitud, producido por un incremento de temperatura de 1ºC. Compactación. La aplicación de vacío en una bolsa de vacío con objeto de extraer el aire existente en su interior y compactar el apilamiento de materiales compuestos que constituye un determinado componente. Concentración de tensiones. La magnificación a nivel macromecánico del valor de una tensión existente, en la proximidad de un cambio de sección, hueco, agujero o inclusión. Creep. Cambio en la dimensión de un material sometido a una carga, a lo largo de un periodo de tiempo, excluyendo la deformación elástica inicial (el Creep a temperatura ambiente se denomina cold flow). La componente de deformación dependiente del tiempo, resultante de una carga aplicada. Curado. Llevar a cabo un cambio de propiedades en una resina termoestable por medio de reacción química. El curado puede realizarse por adición de agentes de curado, y con o sin calor y presión. Deposición química de vapor (CVD). Proceso utilizado en la fabricación de diversos refuerzos de materiales compuestos, tales como boro y carbono de silicio, en el que el material de refuerzo deseado se deposita desde la fase vapor sobre un núcleo continuo, como por ejemplo un alambre de boro o tungsteno. Degradación. Una reducción progresiva de la estructura química, propiedades físicas o apariencia de un plástico. Delaminación. Separación de las láminas de material en un apilamiento. Puede tratarse de un fenómeno local o cubrir un área amplia.

Emisión acústica. Una medida de la integridad de un material, determinada por emisión de sonido cuando el material se encuentra bajo tensión. Envejecimiento. El efecto en un material a la exposición a un entorno a lo largo de un periodo de tiempo. El proceso de exposición de materiales a un entorno durante un periodo de tiempo. Factor de concentración de tensiones. La relación entre la tensión máxima en la región de un concentrador de tensiones, como un agujero, y la tensión en un área con deformación similar sin concentrador de tensiones. Fibra. Un término general utilizado para referirse a los materiales filamentarios. A menudo, fibra es utilizado como sinónimo de filamento. Se trata de un término general para definir un filamento con una longitud finita, la cual es al menos 100 veces mayor que el diámetro, siendo típicamente 0.1 a 0.13 mm. En la mayoría de los casos se construye por medio de centrifugación, deposición en un substrato o baño. Un whisker, por otro lado, es una fibra corta de cristal único o formada a partir de un filamento, con un amplio rango de variedad de materiales, con diámetros entre 1 y 25 mm y relaciones de aspecto entre 100 y 15000. Las fibras pueden ser continuas o poseer longitudes pequeñas (discontinuas), normalmente no menores que 3.2 mm. Filamento. La unidad más pequeña de un material fibroso. Las unidades básicas formadas por centrifugado o marcado, las cuales son agrupadas en fibras cortas o largas para su utilización como refuerzos en materiales compuestos. Los filamentos poseen generalmente un diámetro muy pequeño, normalmente menor que 25 mm. Normalmente, los filamentos son utilizados individualmente. Algunos filamentos textiles pueden funcionar con un hilo cuando son los suficientemente resistentes y flexibles. Gel coat. Una resina de curado rápido que es aplicada en la superficie de un molde anteriormente a la aplicación del laminado. El gel coat llega a ser una parte integrante del laminado final, y es usado normalmente para mejorar el acabado superficial. Grafito. La forma cristalina alotrópica del carbono. Híbrido. Un laminado de materiales compuestos consistente en láminas de dos o más sistemas de materiales compuestos. Una combinación de dos o más fibras diferentes, tales como carbono y vidrio o carbono y aramida, en una estructura. Láminas unidireccionales, tejidos y otras formas pueden ser combinadas; normalmente sólo las fibras difieren. Inhibidor. Sustancia que retarda la reacción química. También es usado en ciertos tipos de monómeros y resinas para prolongar la vida de almacenado. Intralaminar. Término descriptivo perteneciente a un objeto (por ejemplo, hueco), suceso (por ejemplo, fractura), o campo potencial (por ejemplo, gradiente de temperatura), existente íntegramente en el interior de una única lámina, sin referencia a un laminado adyacente. Interlaminar. Término descriptivo perteneciente a un objeto ( por ejemplo, hueco), suceso (por ejemplo, fractura), o campo potencial (por ejemplo, gradiente de temperatura), refenciado a la frontera entre dos o más láminas adyacentes. Knitting. Proceso especial de tejeduría de fibras en materiales compuestos que da lugar a una distribución de la fibra en tres dimensiones. Con este tipo de tejeduría se consigue además elevar la resistencia a cortadura y producir estructuras compactas en las tres direcciones principales del tejido.

Lámina. Unidad mínima fundamental de un laminado. Formada por fibras que están distribuidas en un plano o superficie en diversas direcciones y configuraciones (mat, tejido, unidireccional, ...) y unidas por un elemento aglutinante o matriz. Los espesores pueden venir dados por el tipo de fibra y configuración utilizada. Lámina unidireccional. En este tipo de configuración particular, las fibras en la lámina están ordenadas en una dirección únicamente, confiriendo a esta dirección la mayor parte de las propiedades del compuesto. Aunque en teoría es el 100 % de las fibras el que está orientado en una sola dirección, en algunas ocasiones, por la dificultad en obtener físicamente esta configuración, es necesario introducir un pequeño porcentaje de las fibras en la dirección transversal a modo de sistema de atado. Laminado. Es el conjunto que forman varias láminas apiladas entre si sobre el mismo plano. Las características finales del laminado dependen de las aportadas por cada una de las láminas constituyentes. El espesor del laminado se puede considerar como la suma de los espesores de cada lámina. Laminado angular. El laminado angular está constituido por láminas unidireccionales que forman ángulos entre sí, que se repiten a lo largo de la secuencia de apilamiento. Laminado cruzado. El laminado cruzado está constituido por láminas unidireccionales que forman ángulos de 0º y 90º con respecto al eje longitudinal. Laminado desequilibrado. Laminado en el que predominan dos direcciones de orientación de la fibra principalmente y en donde el porcentaje de fibra en una de estas direcciones es diferente de la otra. Laminado equilibrado. Laminado en el que predominan dos direcciones de orientación de la fibra principalmente y en donde el porcentaje de fibra en las dos direcciones es la misma. Laminado simétrico. Es un laminado en donde el apilamiento de las láminas se realiza a lo largo del espesor con simetría respecto al plano central en el espesor del laminado. Mandril. Utillaje utilizado en procesos de enrollamiento continuo que sirve para proporcionar el soporte adecuado de la pieza en revolución. La geometría del mandril está directamente relacionada con la forma final de la pieza que se desea obtener. Mat. Configuración particular, en donde las fibras en la lámina están desordenadas en la superficie o plano de la misma, confiriendo en todas las direcciones del plano las mismas propiedades del compuesto. Nido de abeja. Configuración especial de núcleo en estructura tipo sandwich, formada por celdas hexagonal en el plano, de dimensiones diferentes, altura y material. Núcleo. Es la parte interior entre dos láminas o laminados que conforma una estructura sandwich. La finalidad del núcleo en una estructura sandwich, puede ser obtener estructuras de mayor inercia mediante la separación de las alas, o representar una barrera térmica para la transmisión de calor, además de servir de soporte para las dos alas. Normalmente está formado por materiales muy ligeros y de menores características mecánicas que las alas. Pelado (tensión). Tensión que se produce en la dirección perpendicular al plano de una lámina o un laminado, en la zona de unión entre éstas o en la zona de unión de láminas con otras estructuras. Un valor muy elevado produce una rotura por despegue de las dos partes unidas entre sí.

Porosidad. Propiedad física de los materiales que establece la capacidad de absorción de fluidos por parte de éstos. Pot life. Duración en tiempo del estado particular de la resina una vez acelerada y catalizada antes de que sea impracticable su utilización en el proceso de impregnación debido al aumento elevado de la viscosidad una vez atravesado el punto límite de gel. Preforma. Laminados de material compuesto con una forma preestablecida en procesos anteriores, para facilitar su introducción en otro proceso en donde es necesario un ajuste de dicha forma a la geometría que se desea obtener. Preimpregnación. Proceso por el que se produce la impregnación de la resina en las fibras en la proporción ajustada al diseño establecido a priori. La preimpregnación requiere de unas condiciones ambientales adecuadas y de unas condiciones de proceso muy ajustadas, que den lugar a los porcentajes de participación de cada componente en la medida deseada. Prepeg. Producto que se obtiene en el proceso de preimpregnación. Esta lámina, posee unos porcentajes de fibra y matriz perfectamente controlados. Esta lámina obtenida en el proceso de preimpregnación todavía no ha sufrido el proceso de curado. Recubrimiento. Capa que cubre al material compuesto para dotarle de unas propiedades especiales que el material no tiene en un principio. Recubrimientos para protección térmica son habitualmente utilizados para la protección de materiales compuestos. RIM . Reaction Injection Molding. Proceso de fabricación de piezas mediante moldeo. Este proceso es aplicado con líquidos bicomponentes tales como resina epoxy y, especialmente, poliuretano. En este proceso los dos componentes son mezclados en las proporciones adecuadas e inyectados a alta presión dentro del molde. RRIM. Reinforced Reaction Injection Molding. Es un RIM donde además se inyecta un refuerzo previamente añadido a uno de los componentes. RTM. Resin Transfer Molding. Proceso de fabricación donde la resina ya acelerada y catalizada es inyectada en un molde cerrado donde han sido colacadas previamente las preformas de refuerzo. Secuencia de apilado. Indicación del orden de las láminas incluída en el laminado así como de sus correspondientes orientaciones y materiales. SCRIMP. Proceso de fabricación mediante infusión de resina en molde cerrado con preformas. El uso de una membrana difusora y de vacío hace que las preformas se impregnen perfectamente sin necesidad de inyectar la resina mediante presión. SMC. Sheet Molding Compound. Lámina de material compuesto hecha de resina de poliester, habitualmente, pigmentos, cargas y aditivos procesadas en forma de lámina para facilitar el proceso de moldeo. SRIM. Structural Reaction Injection Molding. RIM estructural, proceso muy parecido al RTM donde además de usar el principio del RIM se colocan preformas para reforzar estructuralmente la pieza.

Stitching. Proceso de tejeduría en el cual existen fibras en dirección del espesor del laminado que cosen a éste reduciendo las tensiones interlaminares y previniendo la delaminación. Temperatura de transición vítrea. Tg , temperatura media a la cual se produce la transición vítrea. En este punto se produce un cambio de las propiedades del material en función de la temperatura. Termoestable. Material que mediante la aplicación de calor y/o aditivos químicos cura, y se transforma en un material infusible e insoluble. Termoplástico. Material que puede ser ablandado mediante la aplicación de calor y endurecido mediante su enfrianmiento. Test acelerado. Ensayo en el cual se incrementa la magnitud de un parámetro para buscar reducir el tiempo del ensayo y obtener resultados para los que se necesitarían largos períodos de tiempo. Tiempo de gel. Intervalo de tiempo que abarca desde el momento en el cual el catalizador es introducido en la mezcla hasta el momento en el cual comienza a gelificar la mezcla. Tolerancia al daño. Medida de diseño del crecimiento de grietas. Las grietas en una pieza no deben superar el tamaño crítico durante su vida de servicio. Trama. Dirección en la cual están orientadas la mayor proporción de fibras. En un material isótropo es cualquier dirección, en un unidireccional coincide con la dirección de las fibras, en un tejido puede ser cualquiera de las dos direcciones. Urdimbre. Dirección perpendicular a la trama. Whisker. Fibra corta de cristal o filamento utilizado para reforzar una matriz.

LISTA DE VARIABLES

a aijkl A A A Aij b

longitud de grieta módulos elásticos parámetro del material Gurson-Tvergaard superficie de grieta matriz de rigidez de tensión plana componentes de la submatriz de rigidez A de un laminado exponente de endurecimiento isótropo del material

B B Bij b

parámetro del material Gurson-Tvergaard matriz de acoplamiento tensión plana-flexión componentes de la submatriz de rigidez B de un laminado anchura de una viga

c C Cij

contenido de humedad en la lámina parámetro del material de crecimiento de grieta según la ley de Paris componentes de la matriz de rigidez del material según la ley de Hooke

d d D D D D Dc Dij Ds, Dn Dij, D Dijkl Dc Dlc

diámetro del agujero donde se aloja el tornillo longitud de microcelda diámetro matriz de flexión variable de daño difusividad diámetro del mandril componentes de la submatriz de rigidez Dde un laminado variables de daño en cortadura y tensión componentes y tensor de segundo orden de daño anisótropo componentes del tensor de cuarto orden de daño anisótropo daño crítico asociado a la aparición de la grieta daño crítico en tensión pura

e e e E

espesor distancia al borde libre en una unión tasa de energía interna específica módulo de Young

Ei EF EM Es Ei ETR EUR ET

módulo de rigidez en direcciones principales módulo de rigidez de la fibra módulo de rigidez de la matriz esfuerzo específico de aplastamiento módulo de rigidez en direcciones principales módulo de rigidez en dirección de la trama módulo de rigidez en dirección de la urdimbre módulo tangente elastoplástico

E

módulo efectivo dañado de elasticidad, E en tensión, E en compresión

f G f F F FD FXY*

función de fluencia fuerza sobre un cuerpo fuerza función potencial de disipación función potencial de daño término de interacción normalizado

G g g G G Gc Gi, Gij GF GM

función deformación-tensión vector de discontinuidad de tasa de deformación tasa de relajación de energía de deformación ratio de saturación de humedad tenacidad del material módulo de rigidez a cortadura módulo de rigidez a cortante de la fibra módulo de rigidez a cortante de la matriz

h h h H H Hijkl

parámetro de cerramiento de grieta espesor de una placa altura de una viga microdureza función de Heaviside componentes tangentes de la matriz de rigidez elasto-plástica

i I Ikl Iijkl J

intensidad eléctrica inercia de una viga componentes del tensor identidad de segundo orden componentes del tensor identidad de cuarto orden inercia de una viga tasa específica de energía interna factor de intensidad de tensión permeabilidad factor del método de fabricación factor de comportamiento químico factor de temperatura factor del número de ciclos factor de envejecimiento conductividad térmica capa i factor de forma

K K K1 K2 K3 K4 K5 Ki Ks

Kp Kv

parámetro cíclico de plasticidad del material parámetro material de fluencia

K∞ Kuj

parámetro material de viscosidad curvatura

L l l

longitud de una viga longitud de solape en uniones longitud del elemento de mesovolumen

m m m o m M M M Mi Mm

coseno director masa masa de humedad masa de material seco momento flector punto material exponente material de endurecimiento por deformación componentes del vector de momentos por unidad de longitud máximo contenido de humedad

n n n G n N N N Ni NR

coseno director número de defectos exponente de viscosidad del material vector normal unitario número de ciclos carga máxima a pandeo exponente material de fluencia de Norton componentes del vector de esfuerzos número de ciclos hasta rotura

p p p pD px P

presión distancia entre filas de agujeros deformación plástica acumulada deformación plástica de umbral de daño potencia de las fuerzas externas específicas porosidad

G q Q Q Qij Qij

vector de flujo de calor esfuerzo cortante tasa de entrada de calor Componentes de la matriz de rigidez en tensión plana según la ley de Hooke Componentes de la matriz de rigidez de un lámina en direcciones principales

Qij

Componentes de la matriz de rigidez de un lámina en direcciones principales

r r R R R

resistividad deformación de endurecimiento isótropo radio variable de tensión de endurecimiento isótropo relación resistencia – tensión, o coeficiente de seguridad

R∞ R o , Ra Rv

parámetro material de endurecimiento isótropo rigidez función de triaxilidad

s s S SD Sb S S Sij Sij

entropía específica superficie de grieta área seccional área seccional dañada resistencia a la compresión local resistencia a cortadura en el plano parámetro material dañado de resistencia Componentes de la matriz de flexibilidad en tensión plana según la ley de Hooke Componentes de la matriz de flexibilidad de un lámina en direcciones principales

Sij

Componentes de la matriz de flexibilidad de un lámina en direcciones principales

t t T T fill

espesor de una placa tiempo temperatura tiempo de llenado

G u uf ub

vector de desplazamiento velocidad del frente de flujo velocidad superficial

v V V Vf

velocidad de onda potencial electrico volumen volumen de fibra

w we

anchura densidad de energía de deformación elástica densidad de energía elástica complementaria

We W o W

energía de deformación elástica de un cuerpo peso del material húmedo peso del material seco

x X X´

coordenada Resistencia a tracción en dirección 1 Resistencia a compresión en dirección 1

X, XijD

variable de tensión de endurecimiento cinemático unidimensional y componentes del tensor de segundo orden

X∞

parametro material de endurecimiento cinemático

Y Y Y´

tasa de relajación de densidad de energía de deformación Resistencia a tracción en dirección 2 Resistencia a compresión en dirección 2

Y s , Yn Yijkl Yc zi

tasa de relajación de densidad de energía de deformación en cortadura y tracción componentes del tensor de tasa de relajación de densidad de energía de deformación tasa crítica de relajación de densidad de energía de deformación en la rotura Posición de la superficie superior de la lámina i en un laminado.

α

constante de absorción de energía de radiación

α , α ij

variable de endurecimiento cinemático unidimensional y componentes del tensor

αi

coeficiente de expansión térmica

βi δ ∆ ∆En ∆T ε

coeficiente de expansión por efecto de la humedad parámetro material de endurecimiento cinemático no-lineal desplazamiento amplitud energia de activación del sistema sin curar gradiente de temperatura propiedad de radiación de una superficie

ε , εij , ε

deformaciones totales uniaxial y tensorial

ε e , εije ,εe

deformaciones elásticas uniaxial y tensorial

ε p , εijp ,ε p

deformaciones plásticas uniaxial y tensorial

εeH

deformación elástica hidrostática

ε eq

deformación total equivalente

ε pD

deformación de rotura

ξi ν η ν Tg γSL, γSG, γLG φ φ φ

funciones utilizadas en la teoría de cortadura de orden superior viscosidad exponente material de crecimiento de grieta de Paris viscosidad a temperatura de transición vítrea Energía superficial asociada (estudio interfase fibra-matriz) disipación porosidad ángulo de cono en un silo

γij

deformación a cortante

λ

coeficiente de elasticidad de Lamé

λ

multiplicador plástico

µ

coeficiente de elasticidad de Lamé en cortadura

ν ν*

coeficiente de Poisson coeficiente de Poisson elastoplástico

w, wij, wijkl

variables de daño volumétricas escalar y tensoriales

ρ θ θ σ

densidad de masa ángulo de una lámina no orientada respecto a los ejes de referencia ángulo de unión por ensamblaje constante de Stefan-Boltzmann

σ , σ ij , σ

tensiones uniaxial y tensoriales

σ µ , σµij ,σµ

tensiones a microescala

σH

tensión hidrostática

σijD ,σD

tensor desviador

σeq

tensión equivalente de von Mises

σ* ~ ,σ ~ ij , σ ~ σ

tensión dañada equivalente

σf σy σb σs σu σR ω ψ ψi

tensiones efectivas unidimensional y tensoriales tensión límite en fatiga tensión límite de fluencia carga de compresión local tensión umbral de plasticidad tensión última tensión de rotura frecuencia natural energía libre especifica de Helmholtz giros

ÍNDICE TEMÁTICO

3D braided fabrics 3D weaving 3D weaving (análisis) 3D woven fabrics

1202 1196 1211 1200

A ABS Absorción de energía Acción de los rayos del sol Acción del tiempo atmosférico Adhesivos Adhesivos acrílicos Adhesivos de epoxi Adhesivos de poliuretano Aditivos Afloramiento de fibras Algoritmos genéticos Agujero circular Agujero elíptico Amolado de SMC Ampollas Aplastamiento progresivo Aplicaciones aeronáuticas

87 629 493 493 143 146 147 148 107 767 1283 546 567 660 765 630 1311

Aplicaciones en el automóvil Aplicaciones en la competición Aplicaciones en construcción Aplicaciones en la electrónica Aplicaciones en energía Aplicaciones de espacio Aplicaciones en la industria del petróleo Aplicaciones en la industria química Aplicaciones marinas Aplicaciones militares Aplicaciones en el transporte terrestre Areas pegajosas Arrugas Autoclave

1321 1347 1336 1350 1333 1318 1341 1344 1327 1330 1323 767 764,776 697

B Barreras frente al fuego Bismaleimida BMC Bobinado circunferencial Bobinado helicoidal Bobinado polar Borde libre

535 80 76, 868 745 744 745 592

Braiding Braiding (análisis)

1193 1209

C Cabezal de pistola de proyección Cambios de tono Cargas Carbonatos Caucho Centrifugación Ceras Ciclos ambientales Ciclos de curado Codificación Coeficiente de conductividad térmica Coeficiente de expansión térmica Coeficientes reales de expansión plana Coeficientes de seguridad Colocación automática Color no uniforme Comportamiento a fatiga Comportamiento a fuego Compresión de vigas Compresibilidad (RTM) Concentración de tensiones Condiciones climáticas Contenido máximo de humedad Contracción de subíndices Constantes ingenieriles Contracción del tensor de tensiones Control de calidad Control de acondicionamiento Control de BMC Control de fibras Control de fluencia Control de fractura interlaminar Control de interfase Control de inyección Control de piezas acabadas Control de prepregs Control químico de la resina Control de relajación Control de sándwiches Control de SMC Control de viscosidad Controladores borrosos Convergencia Cortadura interlaminar Corte

805 164 106 107 97 818 799 513 688 1284 488 488 229 253 705 767 606 525 261 917 544 492 501 182 189 182 1045 1066 1061 1047 1167 1104 1062 1302 1169 1057 1055 1167 1137 1061 1055 1297 1286 271 1025

Cosido Criterio de rotura cuadrático Criterio de rotura de máxima tensión Criterio de rotura de máxima deformación Criterios de elección de materiales Cuarteado Curado mediante aceite caliente Curado en autoclave Curado mediante barra de electrones Curado en horno Curado mediante inducción Curado mediante lámparas Curado mediante microondas Curado mediante vapor

1199 245 243 243 110 766 724 697 725 723 725 724 724 724

D Daño anisótropo Daño dúctil Daño frágil Daño en interfases Daño interlaminar Daño intralaminar Daño por fatiga Daño por termofluencia Darcy (ley) Deformaciones higrotérmicas Depósitos horizontales (análisis) Depósitos verticales (análisis) Desconchado Desmoldeante DGEBA Difusividad másica Distribución de humedad Distribución de temperatura Documentación de daños y defectos

460 416 415 470 417 417 416 416 959 230 281 296 765 799 49 503 495 495 1165

E Efecto borde libre Efectos higrotérmicos Elastómeros Elastómeros termoplásticos Elementos de una red neuronal Emisión acústica Enrollado de tubos Enrollamiento filamentario Ensayos Ensayos de acondicionamiento Ensayos de BMC

592 218 96 100 1258 1162 715 728 1045 1066 1061

Ensayos de compresión Ensayos de cortadura interlaminar Ensayos de cortadura plana Ensayos de corrosión Ensayo de densidad Ensayos de dureza Ensayos de envejecimiento Ensayos de fatiga Ensayos de fibras Ensayos de flexión Ensayos de fluencia Ensayos de fractura interlaminar Ensayos de impacto Ensayos de interfase Ensayos de matrices Ensayos no destructivos Ensayos de piezas acabadas Ensayo de porcentaje de fibra Ensayos de prepregs Ensayo químico de la resina Ensayos de relajación Ensayos de sándwiches Ensayos de SMC Ensayos de tracción Ensayos de viscosidad Ensimaje ERCOM (proyecto) Espumas Espuma de poliestireno Espuma de poliuretano Espuma de PVC Esferas (análisis) Estampación de termoplásticos Esteres de celulosa Esteres cianato Estrellado Estructuras cilíndricas

1082 1093 1087 1068 1068 1167 1066 1098 1047 1078 1167 1104 1126 1062 1052 1146 1169 1069 1057 1055 1167 1137 1061 1072 1055 23 661 131 137 135 134 310 1009 88 55 766 280

F Falta de brillo Fatiga Fatiga de fibra de aramida Fatiga de fibra de carbono Fatiga de fibra de vidrio Fibras de aramida Fibras de boro Fibras de carbono Fibras de carburo de silicio

767 606 625 619 614 15 35 4 37

Fibras de cuarzo Fibras metálicas Fibras ópticas Fibras de PBO Fibras de PBZT Fibras de polietileno Fibras de vidrio Flexibilidad (matriz) Flexión de laminados no simétricos Flexión de laminados simétricos Flexión de placas Flexión de vigas Fluidos electro-reológicos Fractura translaminar Frecuencias de vibración Función de idoneidad

39 41 1162, 1471 13 13 18 19 183 215 213 314 265 1479 420 274 1284

G Gel coat GMT Gramaje Grietas

157, 492 1009 25 766

H Holografía acústica Holografía óptica Hooke (ley) Humedad condicionada acelerada

1161 1161 181 505

I Impregnabilidad Inclusión Insertos (RTM) Insonorización Integridad estructural Interfase Interferometría Invariante Inyección de termoestables Inyección de termoplásticos Irons (teoría)

100 563 926 494 526 100 1150 205 877 997 236

K Knitted 3D fabrics

1201

L Lámina Laminado Lógica borrosa LPRIM Lubrificantes

195 211 1293 993 107

948

M Madera de balsa Mala adherencia al molde Mandril Máquinas de bobinado helicoidal Máquinas de bobinado satélite o polar Mat Materiales compuestos activos Materiales compuestos carbón/carbón Materiales compuestos de matriz cerámica Materiales compuestos de matriz cementítica MCMM con fibras de boro MCMM con fibras cortas cerámicas MCMM con fibras de CSi MCMM con fibras de grafito MCMM con fibras de OAl MCMM con fibras cortas de Si MCMM con fibras de Tungsteno MCMM con matriz de Al MCMM con whiskers Materiales con memoria Mecánica del daño Mecanizado Medida empírica del daño Menbranas (análisis) Método de los elementos finitos Microesferas Modelo de retropropagación del error Modos de fallo de un sándwich Moiré (interferometría) Moldeo de compounds Moldeo por contacto a mano Moldeo por estampación de termoplásticos Moldeo por inyección de termoestables Moldeo por inyección de termoplásticos

845 803 825 907 783 935

N

LL Llenado del molde (RTM)

Moldeo por prensa Moldeo por proyección simultánea Moldeo por pultrusión Moldeo por transferencia de resina Moldes Moldes (RTM)

130 165 749 747 746 26 1467 1405 1425 1447 1365 1396 1373 1382 1391 1393 1392 1398 1396 1481 414 1018 433 280 389 107 1260 340 1150 853 755 1009 877 997

Neurona artificial Neuronas biológicas Nido de abeja Nido de abeja de aluminio Nido de abeja de aramida Nido de abeja de papel Nido de abeja de polipropileno Notación abreviada Novolacas Núcleos (sándwich) Núcleos (RTM)

1255 1254 115 122 127 129 127 181 51 113 925

O Ojos de pez Optimización de laminados Optimización de una parrilla

162 1288 1271

P PAI Pandeo de estructuras cilíndricas Pandeo de un tubo a flexión Pandeo de vigas PEEK Permeabilidad (RTM) PEI Pérdida al fuego Phoenix (proceso) Picaduras Pirólisis de SMC Plasticidad Plásticos fluorados Pigmentos Pistola de proyección Placas (análisis) Poliamida (PA) Policarbonato (PC)

83 308 274 261 83 920 83 1168 664 765 667 447 93 107 805 314 90 92

Policloruro de vinilo (PVC) 83 Poliesteres temoplásticos 92 Poliestireno (PS) 86 Polietileno (PE) 84 Poliimida 80 Polimetacrilato de metilo (PMMA) 89 Polioximetileno (POM) 91 Polipropileno (PP) 85 Potencial de disipación 444 Poros 765 PPS 83 Preforma 915 Preformas textiles 934,1190 Preformado 915 Prensa (proceso) 845 Prensa (SMC) 862 Prensa en caliente 850 Prensa en frío 845 Preparación de superficies 149 Preimpregnado 680 Prepreg 680 Proceso de adhesión-difusión 1386 Proceso de infiltración directa de metal 1389 Proceso rapi-press 1388 Propiedades térmicas 488 Proyección simultánea 803 Pultrusión 825 Punzado (análisis) 1216

R Radiografía Rebarbado Reciclaje Reciclaje de fibra de carbono Reciclaje de fibra de vidrio Reciclaje de SMC Reciclaje de termoplásticos Rectificado Recubrimientos Redes neuronales Reglajes de máquina de proyección Reparaciones Reproducción Resinas de epoxi Resinas fenólicas Resinas de poliéster Resinas de poliesteramida Resinas de viniléster

1157 1028 658 671 659 659 670 1030 156,536 1253 810 1025 1285 47 77 56 56 54

Resistencia a la abrasión Resistencia a compresión local Resistencia química Resistencia residual Rigidez (matriz) RIM Rotura de laminados Rotura sucesiva de láminas Roving RRIM RTM

495 348 489 526, 1280 183 887 240 250 29 891 907

S SAN Sándwich (análisis) Sándwich de tejido 3D Sarga Satén SCRIMP Sellado (RTM) Sensores de fibra óptica Sensores inteligentes Sensores piezoeléctricos Silicato Silos (análisis) Simetría monoclínica Simetría ortótropa Simetría transversalmente isótropa Sistemas de guiado Sistemas híbridos Sistemas de corte (pultrusión) Sistemas de impregnación (ef) Sistemas de inteligencia artificial Sistemas de posicionamiento (ef) Sistemas de tensionado (ef) Sistemas de tracción (pultrusión) SMC Spun roving SRIM Superficies de rotura

87 328 138 31 31 993 937 1473 1471 1473 107 305 184 185 187 736 178 836 738 1251 739 736 834 76, 853 33 896 248

T Tack Tafetán Taladrado Técnicas de inspección visual Tecnologías textiles

684 31 1020 1149 1187

Teflón Telas ortogonales non-woven Temperatura de transicion vitrea Teoría de placas laminadas Tenacidad de la resina Tensión efectiva Tensión plana Teoría de conjuntos borrosos Teoría de cortadura de orden superior Teoría de cortadura de primer orden Teoría tridimensional Termografía TGMDA Título TMC Tolerancia al daño Transformación multiángulo Transmisión de luz TRE Tuberías (análisis)

93 1151 46,511 212 652 423 197 1294 238 237 239 1160 49 25 874 646 205 494 1009 281

U Ultrasonidos Unión entre mechas Uniones Uniones atornilladas Uniones remachadas Uniones mecánicas Uniones por adhesivo Utillaje (pultrusión) UV VARTM

1151 807 345 345 345 345 370 837 992

V VARI VARTM Vigas (análisis) Viscoplasticidad Viscosidad (RTM) Vulcanización

987 987 258 448 943 97

W Warp knitting Warp knitting (análisis) Weft knitting Weft knitting (análisis)

1198 1212 1197 1211

Whiskers

41

X XMC

873

Materiales Compuestos Tomo II Antonio Miravete

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