Metodología para caracterizar materiales CFRTP, para su ... · TESIS DOCTORAL Metodología para...

Daniel Tobalina Baldeón

Félix Sanz Adán

Escuela Técnica Superior de Ingeniería Industrial

Ingeniería Mecánica

Título

Director/es

Facultad

Titulación

Departamento

TESIS DOCTORAL

Curso Académico

Metodología para caracterizar materiales CFRTP, para suaplicación en elementos estructurales amortiguadores y

anti-vibratorios de automoción

Autor/es

© El autor© Universidad de La Rioja, Servicio de Publicaciones, 2018

publicaciones.unirioja.esE-mail: [email protected]

Metodología para caracterizar materiales CFRTP, para su aplicación en elementos estructurales amortiguadores y anti-vibratorios de automoción,

tesis doctoral de Daniel Tobalina Baldeón, dirigida por Félix Sanz Adán (publicada por laUniversidad de La Rioja), se difunde bajo una Licencia Creative Commons

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TESIS DOCTORAL

Metodología para caracterizar materiales CFRTP, para su aplicación en elementos estructurales amortiguadores y

anti‐vibratorios de automoción.

Autor:

Daniel Tobalina Baldeón

Director: Félix Sanz Adán

Escuela Superior de Ingeniería Dpto. de Ingeniería Mecánica

Universidad de La Rioja

Logroño, Septiembre de 2018

ÍNDICE: 1. – INTRODUCCIÓN.................................................................................................................... 14

1.1 – El Sector del Automóvil y las emisiones de CO2 ................................................................. 14

1.2 – Normativas y legislación sobres las emisiones de CO2 ....................................................... 16

1.3 – El aligeramiento como solución a la reducción de emisiones ............................................ 18

1.4 – CFRTP en automoción ........................................................................................................ 22

1.4.1 – Relevancia económica ..................................................................................................... 24

1.5 – Motivación de la investigación ........................................................................................... 25

2. – OBJETIVOS Y ESTRUCTURA .................................................................................................. 26

2.1.‐ Objetivos de la tesis ............................................................................................................ 26

2.2.‐ Hipótesis de partida ............................................................................................................ 27

2.3.‐ Estructura de la tesis ........................................................................................................... 27

3. – ESTADO DEL ARTE ................................................................................................................ 29

3.1 – Introducción a los composites ............................................................................................ 29

3.1.1 – Características generales ................................................................................................. 29

3.1.2 – Tipo de fibras ................................................................................................................... 32

3.1.3 – Tipo de matrices .............................................................................................................. 33

3.1.3.1 – Matriz termoestable ..................................................................................................... 34

3.1.3.2 – Matriz termoplástica .................................................................................................... 35

3.2 – Introducción a los CFRTP y propiedades tecnológicas ....................................................... 37

3.3 – Comparación de los CFRTP con los materiales actualmente empleados ........................... 41

3.4 – Reciclabilidad CFRTP contra composites termoestables .................................................... 44

3.5 – Métodos de producción y procesabilidad de los CFRTP .................................................... 45

3.5.1 – Método del Diafragma .................................................................................................... 46

3.5.2– Termoconformado ........................................................................................................... 46

4. – METODOLOGÍA PARA LA CARACTERIZACIÓN DE PROPIEDADES DE LOS CFRTP PARA SU

APLICACIONES EN ELEMENTOS ESTRUCTURALES DE AMORTIGUACION Y ANTI‐VIBRATORIOS

..................................................................................................................................................... 49

4.1 – Características de los elementos estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación en

automoción. ................................................................................................................................ 49

4.2 – Verificación de datos técnicos de los fabricantes CFRTP ................................................... 51

4.2.1 – Caracterización probetas CFRTP a tracción ..................................................................... 52

4.2.1.1 – Justificación .................................................................................................................. 52

4.2.1.2 – Definición del ensayo ................................................................................................... 52

4.2.1.3 – Resultados del ensayo .................................................................................................. 56

4.2.1.3.1 – Resultados obtenidos. Probetas CFRTP: PA 6.6 reforzado con FC ............................ 56

4.2.1.3.2 – Resultados obtenidos: Probetas CFRTP: PA 6 reforzado con GF ............................... 60

4.2.1.4 – Discusión de resultados ................................................................................................ 61

4.2.2 – Caracterización probetas CFRTP a flexión ....................................................................... 64

4.2.2.1 –Justificación ................................................................................................................... 64


4.2.2.3 – Resultados del ensayo .................................................................................................. 69

4.2.2.3.1 – Resultados obtenidos. Probetas CFRTP: PA 6.6 reforzado con FC ............................ 69

4.2.2.3.2 – Resultados obtenidos. Probetas CFRTP: PA 6 reforzado con FV ............................... 71

4.2.2.4 – Discusión de resultados ................................................................................................ 74

4.2.3 –Discusión de los resultados de los ensayos a tracción y flexión ...................................... 79

4.3 – Adhesión entre CFRTP y caucho vulcanizado ..................................................................... 80

4.3.1 – Introducción .................................................................................................................... 80

4.3.2 – Estudios sobre la adhesión: Ángulo de Contacto ............................................................ 81

4.3.2.1 – Tensión superficial ........................................................................................................ 81

4.3.2.2 – Mojabilidad .................................................................................................................. 82

4.3.3 – Adhesión en automoción. Piezas de Caucho‐Metal ........................................................ 85

4.3.3.1 – Proceso de adhesivado. ................................................................................................ 85

4.3.3.1.1 – Tratamiento superficial ............................................................................................. 85

4.3.3.1.2 – Aplicación del adhesivo ............................................................................................. 87

4.3.3.2 – Proceso de vulcanización ............................................................................................. 88

4.3.3.3 – Requerimientos y ensayo de adhesión en automoción. .............................................. 89

4.3.4 – Análisis de la adhesión entre sustratos rígidos CFRTP y caucho vulcanizado ................. 90

4.3.5 – Aportaciones a la caracterización de la adhesión CFRTP/Caucho bajo un esfuerzo a

tracción ........................................................................................................................................ 92

4.3.5.1 – Justificación .................................................................................................................. 92


4.3.5.3.1 – Resultados con probetas tipo A ................................................................................ 95

4.3.5.3.2 – Resultados con probetas tipo B................................................................................. 98

4.3.5.3.3 – Resultados con probetas tipo C ............................................................................... 100

4.3.5.6 – Discusión de resultados .............................................................................................. 104

4.3.6 – Aportaciones a la caracterización de la adhesión CFRTP/Caucho bajo un esfuerzo a

cizalla ......................................................................................................................................... 107

4.3.6.1 – Justificación ................................................................................................................ 107

4.3.6.2 – Definición del ensayo ................................................................................................. 107

4.3.6.3 – Resultados de ensayos ............................................................................................... 113

4.3.6.4 – Discusión de resultados .............................................................................................. 119

4.4 – Aportaciones a la caracterización dinámica de CFRTP ..................................................... 123

4.4.1 – Justificación ................................................................................................................... 123

4.4.2 –Definición del ensayo ..................................................................................................... 126

4.4.3 –Resultados del ensayo .................................................................................................... 128

4.4.4 –Discusión de resultados .................................................................................................. 129

4.5 – Aportaciones al análisis de factibilidad de los CFRTP con elementos de fijación ............ 133

4.5.1 – Justificación ................................................................................................................... 133

4.5.2 – Ensayo de par máximo .................................................................................................. 136


4.5.2.2 – Resultados del ensayo ................................................................................................ 141

4.5.2.2.1 – Probetas de poliamida GF30 ................................................................................... 141

4.5.2.2.2 – Probetas CFRTP reforzados con fibra de vidrio ....................................................... 143

4.5.2.2.3 – Probetas CFRTP reforzados con fibra de carbono ................................................... 145

4.5.2.2.4 – Probetas de acero ................................................................................................... 148

4.5.3 – Ensayo de pérdida de par de apriete ............................................................................ 149


4.5.3.2 – Resultados del ensayo ................................................................................................ 155

4.5.4 – Discusión de resultados y soluciones alternativas ........................................................ 156

5. – CASO ESTUDIO: APLICACIÓN EXPERIMENTAL DE CFRTP EN SISTEMA “DIFFERENTIAL GEAR

MOUNT” .................................................................................................................................... 159

5.1 – Introducción ..................................................................................................................... 159

5.2 – Fabricación prototipo CFRTP: Diseño y Procesado. ......................................................... 162

5.3 – Ensayo de rigidez axial en “gear mount” con prototipo CFRTP ....................................... 174

5.3.1 – Definición del ensayo .................................................................................................... 174

5.3.2 – Resultados del ensayo ................................................................................................... 176

5.3.3 – Discusión de resultados ................................................................................................. 179

5.4 – Ensayo axial estático en placa CFRTP del prototipo ......................................................... 182

5.4.1 – Justificación ................................................................................................................... 182

5.4.2 – Definición del ensayo .................................................................................................... 183

5.4.3 – Resultados del ensayo ................................................................................................... 185

5.4.4 – Discusión de resultados ................................................................................................. 186

5.4.4 – Simulación virtual del ensayo axial aislado en prototipo CFRTP ................................... 188

5.4.4.1 – Justificación ................................................................................................................ 188


5.4.4.3 – Resultados de la simulación ....................................................................................... 190

5.4.4.4 – Discusión de resultados. ............................................................................................. 191

5.4.4.5 – Propuestas de mejora ................................................................................................ 194

5.5– Ensayo dinámico en prototipo CFRTP ............................................................................... 195

5.5.1– Justificación .................................................................................................................... 195

5.5.2– Definición del ensayo ..................................................................................................... 196

5.5.3– Resultados del ensayo .................................................................................................... 196

5.5.4– Discusión de resultados .................................................................................................. 198

5.6– Ensayo de fatiga en prototipo CFRTP ................................................................................ 200

5.6.1– Definición del ensayo ..................................................................................................... 200

5.6.2– Resultados del ensayo .................................................................................................... 201

5.6.3– Discusión de resultados .................................................................................................. 205

6. – CONCLUSIONES Y FUTURAS INVESTIGACIONES ............................................................... 207

6.1 – Conclusiones finales ......................................................................................................... 207

6.2 – Líneas de investigación futuras ........................................................................................ 209

7. – REFERENCIAS ...................................................................................................................... 210

ÍNDICE DE ILUSTRACIONES: Figura 1: Producción mundial de coches de pasajeros en millones de unidades. ...................... 14

Figura 2: Registro mundial de nuevos vehículos a motor. Cuotas de mercado de 2015 [1] [3] . 14

Figura 3: Ratio de vehiculos en uso por 1000 habitantes [1][4] ................................................. 15

Figura 4: Niveles y crecimiento medio anuales de CO2 en Mauna Loa (Hawai) [6] .................... 15

Figura5: Impuestos sobre CO2 y consumo de combustible en algunos países de la UE [8] ....... 16

Figura 6: Emisiones medias de los vehículos de 2017 en países de la UE [1] ............................. 17

Figura 7: Media de emisiones de CO2 en la UE ........................................................................... 18

Figura 8: Porcentajes de los materiales usados en vehículos de pasajeros ................................ 19

Figura 9: Evolución del consumo de energía durante la producción de vehículos entre los años

2006 y 2017 ................................................................................................................................. 20

Figura 10: Inversión en proyectos de I+D por regiones y sectores [u.d.:billones de €] .............. 21

Figura 11: Porcentaje por sectores de proyectos de I+D en Europa ........................................... 22

Figura 12: Resistencia/densidad & Modulo de Young/coste [22] ............................................... 23

Figura 13: Gráfica Coste/Rendimiento general de los materiales compuestos .......................... 23

Figura 14: Estudio del crecimiento del mercado de CFRTP de carbono a nivel global [32] ........ 25

Figura 15: Absorción de energía de los productos TEPEX [34] ................................................... 26

Figura 16: Familias de productos anti‐vibratorios en automoción – [CMP Automotive Group©]

..................................................................................................................................................... 26

Figura 17: Curva tensión‐deformación. Elástico‐frágil. La fibra falla antes [37] ......................... 29

Figura 18: Curva tensión‐deformación. Elástico‐frágil. La matriz falla primero [37] .................. 30

Figura 19: Fibra discontinua alineada, fibra discontinua aleatoria, partículas de fibra y fibra

continúa ...................................................................................................................................... 32

Figura 20: Tipo de suministro de fibras continúas: bobina “woven” y tipo "Mat" ..................... 32

Figura 21: Tipo de tejidos del refuerzo continúo ........................................................................ 33

Figura 22: Fibras de refuerzos ..................................................................................................... 33

Figura 23: “pre‐preg” de matriz termoestable reforzada unidireccionalmente ......................... 35

Figura 24: Estructuras amorfas y semi‐cristalina ........................................................................ 36

Figura 25: Unidad repetida de poliamida/nylon 6.6 [43] ............................................................ 36

Figura 26: Composite de matriz termoestable "pre‐preg" ......................................................... 37

Figura 27: Sobre inyección de plástico en placa de composite termoconformada. iGestek[44] 37

Figura 28: Granza de plástico decorativo .................................................................................... 38

Figura 29: Imagen de soldadura por ultrasonidos en placas CFRTP ‐ iGestek ............................ 38

Figura 30: Modulo de Young en función del trenzado y el porcentaje de fibra ......................... 39

Figura 31: Mallas bidireccionales de fibra de vidrio y fibra de carbono ..................................... 39

Figura 32: Láminas de composite ................................................................................................ 39

Figura 33: Sandwich de placas con refuerzos multidireccionales ............................................... 40

Figura 34: Gráfico de la relación Esfuerzo‐densidad por grupo de materiales ........................... 42

Figura 35: Gráfico de la relación Esfuerzo‐densidad en los metales y aleaciones ...................... 42

Figura 36: Grafico de la relación Módulo de Young‐coste por grupo de materiales .................. 44

Figura 37: Comparación de la rapidez de producción según el proceso [34] ............................ 45

Figura 38: Método diafragma en CFRTP ..................................................................................... 46

Figura 39: Método diafragma en CFRTP ..................................................................................... 46

Figura 40: Estructura de soporte de la preforma CFRTP ............................................................. 47

Figura 41: Emisores IR ................................................................................................................. 47

Figura 42: Elementos estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación ................................... 49

Figura 43: Elementos estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación con chapas de acero . 50

Figura 44: Elementos estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación con chapas de acero . 50

Figura 45: PA 6.6 + fibra de carbono ........................................................................................... 53

Figura 46: PA 6+ fibra de vidrio ................................................................................................... 53

Figura 47: PROBETA TIPO 1 ......................................................................................................... 53

Figure 48: PROBETA TIPO 2 ......................................................................................................... 54

Figura 49: PROBETA TIPO 3 ......................................................................................................... 54

Figura 50: Placas de partida ........................................................................................................ 54

Figura 51: Probetas tipo 2 Reforzadas con Fibra de Carbono ..................................................... 55

Figura 52: Probetas tipo 2 Reforzadas con Fibra de Vidrio ......................................................... 55

Figura 53: Probeta en ZWICK ...................................................................................................... 56

Figura 54: Probeta 1 fibra carbono (primer intento) .................................................................. 57

Figura 55: Probeta 1 fibra de carbono ensayo hasta rotura ....................................................... 57

Figura 56: Probeta 1 FC tras ensayo ............................................................................................ 57

Figura 57: Desgarro en la zona de grip ........................................................................................ 58

Figura 58: Probeta 2 fibra de carbono ........................................................................................ 58

Figura 59: Probetas Fibra carbono .............................................................................................. 58

Figura 60: Máquina de ensayo y software de la Universidad de La Rioja ................................... 59

Figura 61: Probeta 1 FV tras ensayo ............................................................................................ 60

Figura 62: Probeta 1 FV. Gráfica y rotura .................................................................................... 60

Figura 63: Probeta 1 FV zona de agarre y de rotura ................................................................... 60

Figura 64: Rotura y zona de agarre de la probeta 2 FV ............................................................... 61

Figura 65: rotura y zona de agarre de la probeta 3 FV................................................................ 61

Figura 66: Grafica resultados probetas FV .................................................................................. 61

Figura 67: Esquema disposición de ensayo de flexión en tres puntos (ISO 14125) .................... 66

Figura 68: Boceto del diseño del empujador .............................................................................. 66

Figura 69: Útil de aplicación de la carga ...................................................................................... 66

Figura 70: Disposición de los apoyos en el ensayo de flexión .................................................... 67

Figura 71: Configuración del ensayo de flexión .......................................................................... 67

Figura 72: ejemplo de grafica tensión‐deformación ISO 14125 .................................................. 68

Figura 73: tipos de fallo en ensayo a flexión con carga en tres puntos ...................................... 69

Figura 74: Gráficas de ensayo de flexión de las probetas de fibra de carbono .......................... 69

Figura 75: probeta de fibra de Carbono en el momento de fallo a flexión ................................ 70

Figura 76: zona lineal ensayo de flexión de las probetas de Carbono ........................................ 70

Figura 78: Probeta de fibra de carbono durante ensayo a flexión ............................................. 70

Figura 78: Probeta 1 de fibra de Carbono tras ensayo de flexión ............................................... 71

Figura 79: 2ª y 3ª Probetas PA6.6 de fibra de carbono tras ensayo de flexión .......................... 71

Figura 80: Zona lineal y puntos de medición s' y s'' en probetas de fibra de vidrio en el ensayo

de flexión ..................................................................................................................................... 72

Figura 81: Gráficas de ensayo de flexión de las probetas de fibra de vidrio .............................. 72

Figure 82: Progresión del ensayo de flexión en probeta de fibra de vidrio ................................ 73

Figura 83: Probeta en el momento de la rotura ......................................................................... 73

Figura 84: Probeta P1 de fibra de vidrio tras el ensayo de flexión ............................................. 74



Figura 87: Gráfica de resultados a flexión de fibra de vidrio y de carbono ................................ 75

Figura 88: Gráfica aumentada a los valores de flecha s' y s'' ...................................................... 76

Figura 89: Probeta FV de Clase III ................................................................................................ 78

Figura 90: Resultados gráficos de las probetas FV de Clase III .................................................... 79

Figura 91: Tabla de resultados de las probetas FV de Clase III ................................................... 79

Figura 92: Diferentes ángulos de contacto en función de la mojabilidad [41] ........................... 81

Figura 93: Tensiones superficiales y ángulo de contacto ............................................................ 83

Figura 94: 3D de una superficie tras el granallado ...................................................................... 86

Figura 95: Granalla angular y redonda ........................................................................................ 86

Figura 96: Esquema unión adhesiva rígido/goma/rígido ............................................................ 87

Figura 97: Análisis de capas de adhesivado en un silentblock .................................................... 87

Figura 98: Estructura química del caucho vulcanizado [60] ........................................................ 88

Figura 99: Ensayo de destrucción de un silentblock ................................................................... 90

Figura 100: Esquema probeta ASTM D429 Método A ................................................................ 93

Figura 101: Esquema probeta ASTM D429 Método F ................................................................. 93

Figura 102: Probeta tipo A. Ensayo adh. tracción ....................................................................... 96

Figura 103: Probeta tipo A de Fibra de Vidrio ............................................................................. 96

Figura 104: Resultados ensayo con probeta tipo A ..................................................................... 96

Figura 105: Resultados del primer ensayo (probetas A) ............................................................. 97

Figura 106: Probeta de acero granallada .................................................................................... 97

Figura 107: Gráficas ensayo con probetas B ............................................................................... 98

Figura 108: Resultados ensayo con probetas tipo B ................................................................... 99

Figura 109: Fibra carbono probeta tipo B ................................................................................... 99

Figura 110: Utillaje para probetas tipo C .................................................................................. 100

Figura 111: Resultados Ensayo 1 ‐ Probetas C .......................................................................... 101

Figura 112: Modo de fallo de las probetas tipo C – PARAMETROS TIPO 1 ............................... 101

Figura 113: Resultados Probeta C – PARAMETROS TIPO 2 ....................................................... 102

Figura 114: Modo de fallo de la probeta tipo C PARAMETROS 2 – Fibra de Vidrio .................. 102

Figura 115: Resultados probeta tipo C PARAMETROS 3 ........................................................... 103

Figura 116: Modo de fallo de la probeta tipo C PARAMETROS 3 – Fibra de Carbono .............. 103

Figura 117: “Top Mount” Ford Focus© ..................................................................................... 104

Figura 118: Probeta “single lap2 (rígido/adhesive/rígido) ........................................................ 108

Figura 119: Probeta propuesta CFRTP/adhesivo/goma/adhesivo/CFRTP ................................ 108

Figura 120. Dimensiones de la probeta propuesta ................................................................... 109

Figura 121: Realización del ensayo en probetas de acero ........................................................ 109

Figura 122: Bombo de granallado y tipos de granalla ............................................................... 110

Figura 123: Granalladora “CMP AUTOMOTIVE GROUP” .......................................................... 110

Figure 124: Grado A segun ISO 8501‐1 ..................................................................................... 110

Figure 125: Grado de granalla SP‐10 ......................................................................................... 111

Figura 126: Granalla GL04 ......................................................................................................... 111

Figura 127: modelo 3D de superficie granallada con granalla angular ..................................... 112

Figura 128: Probetas de CF & GF granalladas ........................................................................... 112

Figura 129: Foto ensayo y resultados Ensayo 1Adh. Cizalla CF‐D‐G1 ....................................... 113

Figura 130: Análisis de rotura probetas Ensayo 1 (Probeta 1 a la izq, Probeta 2 a la dcha.) .... 114

Figura 131: Resultados de ensayo 2.Adh. Cizalla CF‐D‐G2 ........................................................ 114

Figura 132: Resultados de ensayo 3.Adh. Cizalla CF‐G‐G1 ........................................................ 115

Figura 133: Análisis Adh.Cizalla FC 524 G2 ................................................................................ 116

Figura 134: Resultados de ensayo 4.Adh. Cizalla CF‐G‐G2 ........................................................ 116

Figura 135: Detalle fallo interlaminar del 5% ............................................................................ 117

Figura 136: Resultados ensayo 5 adh. cizalla ............................................................................ 117


Figura 138: Resultados ensayo 7 de adhesión a Cizalla ............................................................ 118


Figura 140: Resultados adh. cizalla con goma‐1 ....................................................................... 119

Figura 141: Resultados adh. cizalla con goma‐2 ....................................................................... 120

Figura 142: Propiedades dinámicas y de absorción de energía [68] ......................................... 123

Figura 143: Esquema sistema dinámico .................................................................................... 124

Figura 144: Bieleta – elemento estructural antiv‐ibratorio de automoción ............................. 125

Figura 145: Placa original CFRTP y probeta para ensayo dinámico a tracción‐compresión ..... 126

Figura 146: Configuración del ensayo dinámico a tracción‐compresión .................................. 127

Figura 147: Resultados dinámico de CFRTP y acero, entre 10Hz y 100Hz, a 0,1mm ................ 130

Figura 148: Resultados de rigidez dinámica de CFRTP y acero, entre 10Hz y 300Hz, a 0,05mm

................................................................................................................................................... 130

Figura 149: Resultados de rigidez dinámica de CFRTP, entre 10Hz y 300Hz, a 0,05mm .......... 131

Figura 150: Resultados de ángulo de pérdida dinámico de CFRTP y acero, entre 10Hz y 300Hz, a

0,05mm ..................................................................................................................................... 131

Figura 151: Resultados de ángulo de pérdida dinámico de CFRTP y acero, entre 10Hz y 300Hz,

ampliado a 0‐5kN ...................................................................................................................... 132

Figura 152: Resultados de rigidez dinámica de CFRTP y acero, entre 10Hz y 110Hz a 0,1mm . 132

Figura 153: Resultados de ángulo de pérdida dinámico de CFRTP y acero, entre 10Hz y 110Hz a

0,1mm ....................................................................................................................................... 133

Figura 154: ““Top Mount”” con tornillos del Toyota Yaris ....................................................... 134

Figura 155: “Top Mount” con tornillos ..................................................................................... 135

Figura 156: Pieza estructural de caucho‐metal con 4 puntos de fijación ................................. 136

Figura 157: Probetas obtenidas de placa rígida ........................................................................ 137

Figura 158: Probetas de distintos materiales para prueba de apriete ..................................... 137

Figura 159: Medición de la cabeza de tornillo en ““Top Mount”” del mercado ...................... 138

Figura 160: Materiales para la realización de ensayos de par de apriete ................................. 139

Figura 161: Esquema del conjunto de probeta de ensayo de par de apriete ........................... 139

Figura 162: Probetas ensambladas para ensayo de par de apriete en distintos materiales .... 140

Figura 163: probetas con distintos materiales para realización del ensayo de par máximo .... 140

Figura 164: Cuadro de doble aguja de llave dinamométrica .................................................... 141

Figura 165: Probeta PA GF30 previo al ensayo de par máximo ................................................ 141

Figura 166: par máximo en probeta de PA6.6 GF30 ................................................................. 142

Figura 167: Fallo de la probeta de poliamida tras aplicarle un par máximo con arandela ....... 142

Figura 168: Probeta 3 de PA GF30 tras rotura a 62Nm ............................................................. 143

Figura 169: Resultado del par máximo en probeta de composite de fibra de vidrio ............... 143

Figura 170: Probeta de composite desmontada tras ensayo de par máximo .......................... 144

Figura 171: probeta 3 de composite FV+PA6 sin grieta tras el ensayo de par máximo ........... 144

Figura 172: probeta 2 de composite FV+PA6 sin grieta tras el ensayo de par máximo ........... 145

Figura 173: Detalle de la marca de la cabeza del tornillo tras el ensayo de par máximo ......... 145

Figura 174: Probeta de composite de fibra de carbono tras par máximo sin arandela ........... 146

Figura 175: Probeta 2 de composite de fibra de carbono tras fallo a par máximo – dos grietas a

180° ........................................................................................................................................... 146

Figura 176: Probeta 5 de composite de fibra de carbono tras fallo a par máximo – dos grietas a

90° ............................................................................................................................................. 147

Figure 177: Probeta 2 de fibra de carbono tras fallo ................................................................ 147

Figura 178: Probetas de composite de carbono tras rotura ..................................................... 147

Figura 179: Deformación de las probetas de carbono tras rotura ............................................ 148

Figura 180: Probeta de acero tras aplicar par máximo sin arandela ........................................ 148

Figura 181: Probetas ensambladas ........................................................................................... 149

Figura 182: Soluciones de insertos para plásticos ‐ Spirol ........................................................ 156

Figura 183: Insertos para composites – Big Head ..................................................................... 157

Figura 184: Esquema unión de inserto con plástico sobre inyectado ...................................... 157

Figura 185: Adhesivado de insertos a placa CFRTP ................................................................... 158

Figura 186: Insertos metálicos en lámina termoconformada CFRTP (iGestek) ........................ 158

Figura 187: Diferencial .............................................................................................................. 160

Figura 188: Sub‐frame ............................................................................................................... 160

Figura 189: Diferencial y piezas gear mount ............................................................................. 161

Figura 190: Modelo 3D del gear mount .................................................................................... 161

Figura 191: Chapa de acero del gear mount ............................................................................. 161

Figura 192: Gear mount con chapa de acero (izquierda) y sin chapa (derecha) ....................... 162

Figura 193: Radio interior de valor inferior al recomendado ................................................... 163

Figura 194: migración de fibras a radios iguales ....................................................................... 163

Figura 195: Radios conformados ............................................................................................... 164

Figura 196: FEM de la aproximación "Novel" de Fiberforge ..................................................... 164

Figura 197: Dimensiones del prototipo CFRTP .......................................................................... 165

Figure 198: nomenclatura laminas Tepex® ............................................................................... 166

Figura 199: Preforma del prototipo CFRTP ............................................................................... 166

Figura 200: Preforma CFRTP en bastidor (iGestek) ................................................................... 167

Figura 201: Instalación prototipo para termoconformado de láminas CFRTP ......................... 168

Figure 202: Esquema de carga manual del bastidor de sujeción .............................................. 168

Figura 203: Emisores cerámicos IR ............................................................................................ 169

Figura 204: Panel de emisores IR .............................................................................................. 169

Figura 205: Panel de emisores IR diseñado en base a los conocimientos de iGestek .............. 170

Figura 206: Regulador ............................................................................................................... 170

Figura 207: Esquema lámparas IR ............................................................................................. 170

Figura 208: Temperaturas generales del molde ....................................................................... 171

Figura 209: Modelo 3D del diseño del molde ........................................................................... 171

Figura 210: Molde de termoconformado CFRTP ...................................................................... 172

Figura 211: Pieza CFRTP extraída del molde ............................................................................. 172

Figura 212: Detalle de deslaminación ....................................................................................... 172

Figura 213: Zona de sujeción tras el termoconformado ........................................................... 173

Figura 214: Modelo 3D del útil de corte ................................................................................... 173

Figura 215: Prototipo CFRTP ..................................................................................................... 173

Figura 216: Placa CFRTP montada en gear mount .................................................................... 174

Figura 217: Esquema de montaje .............................................................................................. 174

Figura 218. Gear mount con CFRTP en ensayo axial ................................................................. 175

Figura 219: Topes del molde de conformado ........................................................................... 175

Figura 220: Probetas CFRTP de 3mm (verde) y 2.5mm (azul) ................................................... 176

Figura 221: Ensayo axial con placa de acero – Gráfica de Test Xpert ....................................... 176

Figura 222: Tabla de resultados de ensayo axial TC con chapa de acero (Test Xpert) ............. 176

Figura 223: Ensayo axial TC con chapa CFRTP de 3mm ............................................................ 177

Figura 224: Esquema de la deformación de la placa CFRTP en ‐Fz ........................................... 177

Figura 225: Detalle de la gráfica de ensayo axial en aplicación negativa (CFRTP 3mm) ........... 178

Figura 226: Ensayo axial TC con chapa CFRTP de 2.5mm ......................................................... 178

Figura 227: Detalle de la gráfica de ensayo axial en aplicación negativa (CFRTP 2.5mm) ........ 179

Figura 228: Grafica de las desviaciones CFRTP 3mm ................................................................ 180

Figura 229: Grafica de las desviaciones CFRTP 2.5mm ............................................................. 181

Figura 230: Boceto de conjunto gear mount ............................................................................ 183

Figura 231: Cilindro de aplicación de carga .............................................................................. 183

Figura 232: base del ensayo axial aislado ................................................................................. 184

Figura 233: configuración del ensayo axial aislado en prototipo CFRTP .................................. 184

Figura 234: Gráficas del ensayo axial aislado en prototipo CFRTP (2.5mm) ............................. 185

Figura 235: Gráficas del ensayo axial aislado en prototipo CFRTP (3mm) ................................ 186

Figura 236: Graficas superpuestas CFRTP 3mm ........................................................................ 187

Figura 237: modelo 3D del ensayo axial aislado en prototipo CFRTP ....................................... 188

Figura 238: Malla prototipo CFRTP ........................................................................................... 189

Figura 239: Malla prototipo CFRTP en Marc Mentat ‐ MSC ...................................................... 189

Figura 240: Desplazamientos máximos en Z Marc Mentat ‐ MSC ............................................ 190

Figura 241: Desplazamientos máximos en Z Marc Mentat ‐ MSC ............................................ 190

Figura 242: Resultado fuerza‐desplazamiento de la simulación con Marc Mentat ‐ MSC ....... 191

Figura 243: Zona plástica ........................................................................................................... 191

Figura 244: Pendiente/rigidez lineal de los resultados reales .................................................. 192

Figura 245: Pendiente/rigidez lineal del ciclo 6 ........................................................................ 192



Figura 248: resultados MEF y comparativa ............................................................................... 194

Figura 249: Resultados de cálculos de iGestek ......................................................................... 195

Figura 250: grafica de resultado de rigideces dinámicas del gear mount a 25Hz y 1mm ......... 198

Figura 251: gráfica de resultado de ángulos dinámicos del gear mount a 25Hz y 1mm .......... 198

Figura 252: Configuración del ensayo de fatiga por bloques .................................................... 200

Figura 253: Pieza CFRTP 3mm tras ensayo a fatiga ................................................................... 201

Figura 254: Fallo por cizalla tras ensayo de fatiga .................................................................... 202

Figura 255: vista lateral del conjunto gear mount con chapa CFRTP tras ensayo de fatiga ..... 202

Figura 256: Chapa CFRTP deformada tras ensayo de fatiga ..................................................... 202

Figura 257: Detalle de grieta en la chapa CFRTP después del ensayo de fatiga ....................... 203

Figura 258: Esquema de montaje con inserto de acero............................................................ 204

Figura 259: Chapa CFRTP sin agujero ........................................................................................ 204

Figura 260: Chapa de CFRTP de 3mm con refuerzo después del ensayo de fatiga .................. 205

ÍNDICE DE TABLAS: Tabla 1: Propiedades CFRTP en función del porcentaje de fibra ................................................ 38

Tabla 2: Proveedores de placas y material ................................................................................. 40

Tabla 3: Gama de productos TEPEX [16] ..................................................................................... 41

Tabla 4: Tabla de propiedades de materiales estructurales ....................................................... 43

Tabla 5: Dimensiones para probetas tipos 2 y 3 ......................................................................... 55

Tabla 6: Parámetros y resultados de ensayo a tracción en la Universidad de La Rioja .............. 59

Tabla 7: Propiedades a tracción del material CFRTP reforzado con vidrio ................................. 63

Tabla 8: Prop. mecánicas de los composites suministrados por “Bond‐Laminates” .................. 63

Tabla 9: Comparación de resultados con datos del fabricante CFRTP ........................................ 63

Tabla 10: Dimensiones de probeta para el método de tres puntos ........................................... 65

Tabla 11: Valores recomendados para velocidad de ensayo a flexión ....................................... 68

Tabla 12: Resultados del ensayo de flexión de probetas de fibra de carbono ........................... 71

Tabla 13: Resultados del ensayo de flexión en probetas de fibra de vidrio ............................... 73

Tabla 14: Resultados ensayo a flexión ........................................................................................ 75

Tabla 15: Resultados propiedades a flexión................................................................................ 77

Tabla 16: Comparación de resultados con datos del fabricante CFRTP ...................................... 78

Tabla 17: Tabla de grado de mojabilidad según ángulo de contacto.......................................... 82

Tabla 18: Valores de absorción de humedad de materiales termoplásticos .............................. 91

Tabla 19: Características de transformación del material usado para las probetas ................... 94

Tabla 20: Propiedades de las gomas utilizadas ........................................................................... 95

Tabla 21: Parámetros de vulcanizado probetas C, goma 1 y 2x CB 24 ..................................... 100

Tabla 22: Parámetros de vulcanizado probetas tipo C, goma 1 y C12 + 612E .......................... 102

Tabla 23: Parámetros de vulcanizado probetas tipo C, goma 650500 y C12 + 612E ................ 103

Tabla 24: Comparación resultados A‐B ..................................................................................... 105

Tabla 25: Resultados de ensayos .............................................................................................. 106

Tabla 26: Composición química de la granalla .......................................................................... 111

Tabla 27: Resultados de adhesión a cizalla de todas las probetas con la goma‐1 .................... 120

Tabla 28: Resultados de adhesión a cizalla de todas las probetas con la goma‐2 .................... 120

Tabla 29: Media de resultados de adhesión a cizalla de todas las probetas ............................ 121

Tabla 30: Resultados dinámicos de probetas a ±0.05mm ........................................................ 128

Tabla 31: Resultados dinámicos de probetas a ±0.1mm .......................................................... 129

Tabla 32: Resultados de par máximo en PA6.6 GF30................................................................ 142

Tabla 33: Resultados de par máximo en composite de fibra de vidrio ..................................... 144

Tabla 34: Resultados de par máximo en composite de fibra de vidrio ..................................... 146

Tabla 35: valores del facto “K” para tornillos de acero ............................................................. 150

Tabla 36: Resultados de par de apriete máximo ....................................................................... 154

Tabla 37: Resultados de pérdida de apriete ............................................................................. 155

Tabla 38: Temperaturas recomendadas para las láminas en función del material .................. 169

Tabla 39: características de los emisores IR utilizados ............................................................. 169

Tabla 40: Valores generales de presión del molde ................................................................... 171

Tabla 41: Resultados gear mount con CFRTP de 3mm ............................................................. 178

Tabla 42: Resultados gear mount con CFRTP de 2,5m .............................................................. 179

Tabla 43: Desplazamientos en la dirección "‐Fz" ...................................................................... 180

Tabla 44: Desviaciones en el ensayo axial con chapa de CFRP de 3mm ................................... 180

Tabla 45: Desviaciones en el ensayo axial con chapa de CFRP de 2,5mm ................................ 181

Tabla 46: Resultado de ensayo axial aislado en prototipo CFRTP (2.5mm) .............................. 185

Tabla 47: Resultado de ensayo axial aislado en prototipo CFRTP (3mm) ................................. 186

Tabla 48: Resultados de la simulación FEM comparados con los resultados reales y rango de

tolerancias. ................................................................................................................................ 195

Tabla 49: Resultados del ensayo dinámico del conjunto “gear mount” con chapa de acero ... 197

Tabla 50: Resultados del ensayo dinámico del conjunto “gear mount” con chapa de CFRTP de

2,5mm ....................................................................................................................................... 197

Tabla 51: Resultados del ensayo dinámico del conjunto “gear mount” con chapa de CFRTP de

3mm .......................................................................................................................................... 197

Tabla 52: Desviaciones de rigideces y ángulos en el ensayo dinámico a 25Hz y ±1mm ........... 199

Tabla 53: Resultados de fatiga con CFRTP ................................................................................ 205

1. – INTRODUCCIÓN

1.1 – El Sector del Automóvil y las emisiones de CO2

En las últimas décadas el incremento de vehículos producidos ha aumentado drásticamente y

actualmente sigue en ascenso año a año. En el año 2004 la producción global de vehículos de

pasajeros era de 50millones, frente a los 80.2millones del año 2017, lo que implica un

aumento del 60.4% de la producción en tan solo 13 años [1][2].

Figura 1: Producción mundial de coches de pasajeros en millones de unidades. Donde % es el Incremento de producción (2004‐2015) [1] [2]

En el año 2017 se produjeron 97,9 millones de vehículos en el mundo, de los cuales 21,1

millones se produjeron en Europa (21.5% de la producción global). Se vendieron 90.8 millones

de vehículos en todo el mundo ese mismo año. [1] [3]

Figura 2: Registro mundial de nuevos vehículos a motor. Cuotas de mercado de 2015 [1] [3]

Contando los vehículos de nueva producción y antiguos vehículos había un total de 298.9

millones de vehículos en uso en el mundo en el año 2016. [1] [4]

Figura 3: Ratio de vehiculos en uso por 1000 habitantes [1][4]

El constante incremento de la producción de vehículos, junto con el aumento de la industria en

las últimas décadas, ha derivado en máximos históricos en los niveles de CO2, alcanzando

407ppm en Abril de 2017. Según Bob Ward, del Instituto de Investigación Grantham sobre el

cambio climático (“London School of Economics and Political Science”), hasta la Revolución

Industrial, la concentración de CO2 no había superado nunca las 300 ppm en los 800.000

últimos años según muestras de hielo polar; y la última vez que el planeta tuvo

concentraciones superiores a las 400 ppm fue hace tres millones de años, cuando la

temperatura media era de 2 a 3ºC más alta que en la era preindustrial. Una época en la que los

polos tenían mucho menos hielo y el nivel del mar era 20 metros más alto que en la actualidad.

En los datos proporcionados por la Administración Nacional Oceánica y Atmosférica (NOAA)

del Departamento de Comercio de los Estados Unidos se muestra la evolución del nivel de CO2

en las últimas décadas tomando como referencia los registros del Observatorio de Mauna Loa.

Figura 4: Niveles y crecimiento medio anuales de CO2 en Mauna Loa (Hawai) [6]

Estos máximos históricos de CO2 han originado que uno de los objetivos principales de la

sociedad actual sea la des‐carbonización del transporte de carretera, ya que tan solo los

vehículos de pasajeros son los responsables del 12% de las emisiones de CO2. [7]

1.2 – Normativas y legislación sobres las emisiones de CO2

Esta nueva mentalidad se ha traducido en la aparición de nuevas leyes referentes a las

emisiones de CO2en vehículos, que penalizan o prohíben las emisiones superiores a ciertos

límites, o establecen impuestos referentes a las emisiones de CO2. Según datos de ACEA, en

2016, 20 miembros de la Unión Europea aplicaban tasas o penalizaciones referentes a las

emisiones de CO2. Además, según la misma fuente, 24 países de la Unión Europea redactaron

leyes incentivando el uso de vehículos híbridos o eléctricos [8]

Figura5: Impuestos sobre CO2 y consumo de combustible en algunos países de la UE [8]

Sin embargo, la mayor iniciativa contra las emisiones de CO2 en el mundo de la automoción

surgió del Parlamento Europeo, el cual, el pasado Febrero de 2014 aprobó una ley que

requería reducir las emisiones de CO2 de los coches hasta un máximo de 130g/km establecidos

en 2015 y 95g/km para 2021[9].

Esto implica que el consumo tiene que reducirse de unos 5.6 l/100 km de gasolina o 4.9 l/100

km de diésel en 2015, hasta unos 4.1 l/100 km de gasolina o 3.6 l/100 km de diésel en 2020.

Esto representa una reducción del 40% comparado con 2007, con una media de 158.7g/km.

Esta ley europea ha ido acompañada de otras leyes del gobierno Chino, cuyo objetivo es un

máximo de 107g/km para 2020, y del gobierno estadounidense, cuyo objetivo marcado es

105g para 2020.

La Comisión Europea ha definido además multas a pagar por cada gramo de CO2 emitido por

encima del límite desde 2012:

€5 por el primer g/km por encima del límite €15 por el segundo g/km €25 por el tercer g/km €95 por cada g/km siguiente

A partir de 2019 las multas definidas se incrementan, empezando por una multa de €95 desde

el primer gramo de CO2 por kilómetro por encima del límite [9].

Esta regulación de vehículos también concede a los fabricantes de automoción incentivos

adicionales por la construcción de vehículos con emisiones extremadamente bajas (por debajo

de 50g/km).

Cada vehículo de bajas emisiones cuenta como:

3.5 vehículos en 2012 y 2013 2.5 en 2014 1.5 en 2015 1 desde 2016 a 2019.

Los súper créditos también se aplicarán en la segunda etapa de la Ley:

Cada vehículo de bajas emisiones contará como:

2 vehículos en 2020 1.67 en 2021 1.33 en 2022 1 desde 2023.

La Comisión Europea también prevé la posibilidad de reducciones adicionales después del

2020 y ha presentado una propuesta para definir objetivos para los años 2025 y 2030. Los

valores propuestos son una reducción de la emisiones para el 2025 del 15% respecto al 2021 y

una reducción del 30% de la emisiones del 2021 para el 2030. Estos nuevos objetivos ayudarán

a alcanzar los objetivos definidos en la Conferencia de París sobre el Clima (COP21) en 2015,

donde se firmó el primer acuerdo vinculante mundial sobre el clima, creando el “Acuerdo de

Paris” [10].

Estos objetivos definidos no solo ayudarán a reducir el cambio climático, si no que implicarán

un ahorro anual para el consumidor de 600€ al cumplir el objetivo de 2025, y de hasta 1500€

anuales para coches comprados en 2030 [9].

En la actualidad, la media Europea de emisiones de los vehículos de nueva construcción es

118,5g/km, cumpliendo el límite superior marcado para 2015 (130g/km) [1].

Sin embargo, se puede observar en la figura 6 que hay varios países que en 2017 estaban aún

cerca del límite superior marcado para hace dos años (2015) e incluso Estonia está por encima

del límite marcado para 2015 [1].

Figura 6: Emisiones medias de los vehículos de 2017 en países de la UE [1]

Figura 7: Media de emisiones de CO2 en la UE

Estos resultados muestran que en 10 años (desde 2007 a 2017) se han reducido las emisiones

en un 25% (desde 158,7g/km a 118,5g/km). Sin embargo, el objetivo para dentro de 3 años,

exige reducir las emisiones en otro 15%, hasta alcanzar el objetivo del 40% de reducción total

para 2020. Lo que implica reducir las emisiones un mínimo de 23,5g/km en tres años.

1.3 – El aligeramiento como solución a la reducción de emisiones Una vez conocidas las ventajas y obligaciones de reducir las emisiones de CO2, la pregunta es:

¿Cómo se puede reducir el consumo en los vehículos de gasolina / diésel?. Actualmente hay

varias líneas de trabajo que ayudan a reducir el consumo:

Sistema de propulsión eficiente. Una reducción del combustible de un 10% debido a la

eficiencia del sistema propulsor implica una reducción de 13g de CO2

Mejora aerodinámica. Reduciendo en 5dm2 el producto S (superficie de la sección

transversal)*C (coeficiente aerodinámico o “drag coefficient”) se reduce 2g las

emisiones de CO2 [11]

Reducción de la resistencia a la rodadura. Reduciendo la fricción un 10% se consiguen

ahorros de hasta 2g de emisiones.

Reducción de peso. Reduciendo el peso 100kg las emisiones se reducen 10g.

De todas estas opciones, la más factible y la que mayor reducción del consumo proporciona es

la vía de la reducción de peso. Un coche de gama media pesa entre 1,2 y 1,5 toneladas

métricas. Quitándole 100 kilogramos a un coche, el consumo de combustible disminuye entre

0,3 y 0,6 litros por cada 100 kilómetros en función del tipo de vehículo y del tipo de

conducción, y las emisiones de dióxido de carbono se reducen aproximadamente 10 gramos

por kilómetro.

Otra de las líneas de trabajo enfocadas en reducir las emisiones de CO2 es el desarrollo de

coches eléctricos con una mayor autonomía y que supla las necesidades de los conductores,

estando al nivel de los vehículos de combustibles fósiles.

Sin embargo, esta línea de trabajo no es independiente de la reducción de peso, al contrario,

debido al tamaño de las baterías, los coches eléctricos son más pesados y cuanta mayor es la

capacidad de las baterías, mayor es el tamaño y peso de las mismas. Según la Comisión

Europea [12], la necesidad de reducción de peso en futuros vehículos eléctricos (EVs:

“Electrical Vehicles”), sin comprometer la funcionalidad y seguridad, es mayor si cabe debido a

que el peso extra se traduce en una reducción de autonomía eléctrica del vehículo o en

baterías más grandes, pesadas y más caras. Centrarse en la reducción de peso como único

objetivo no implicará necesariamente una reducción de impacto ambiental en la flota de EVs.

Es necesario perseguir otros dos puntos calves, asequibilidad y minimización del impacto de

ciclo de vida. La asequibilidad es esencial, ya que permitirá que una mayor parte de la flota

total de vehículos eléctricos adopte las soluciones específicas de aligeramiento; y el impacto

del ciclo de vida define efectivamente el impacto total de CO2 durante la vida útil del vehículo

Por ello, incluso la Comisión Europea desarrolló varios proyectos de innovación (R&D) que une

ambas líneas de trabajo, EVs y aligeramiento. Estos proyectos de investigación forman parte

del “SEAM Cluster” de proyectos de I+D (Investigación y desarrollo) de la Unión Europea [13].

El aligeramiento, es por tanto la línea de investigación con más proyección ya que satisface

ambas necesidades: reducción de consumo de los actuales vehículos de combustibles fósiles y

aumento de la autonomía, por reducción de peso de los vehículos eléctricos.

Actualmente, el acero sigue siendo el principal material presente en la estructura de los

vehículos. [14]

Figura 8: Porcentajes de los materiales usados en vehículos de pasajeros

Se estima que utilizando aceros de muy altas prestaciones se podría aligerar en torno a

50/70kg. Con el uso de aleaciones especiales de aluminio la reducción máxima estimada seria

150kg. Sin embargo, con el uso de composites se podría aligerar el peso del vehículo hasta más

de 200kg.Como se puede observar, la opción que más ventajas nos ofrece es el uso de

materiales polímeros/composites.

La ligereza en el peso de los plásticos es un beneficio claro para la industria del automóvil, no

sólo porque se consigue reducir el peso total de éstos reduciendo a su vez el consumo de

gasolina dentro de los límites permitidos por la legislación, sino que también permite realizar

sistemas y componentes más sofisticados de geometrías complejas.

De hecho, en la actualidad, muchísimos costes se están viendo reducidos por la capacidad de

los plásticos para ser moldeados en componentes de geometrías complejas, que a menudo

reemplazan otras partes construidas con otros materiales, y ofrecen unos ajustes integrales

que se añaden a un fácil ensamblaje, lo que ayuda a reducir los costes de la línea de

ensamblaje.

Esta facilidad en la procesabilidad del plástico también es una ventaja frente a los aceros ya

que es más fácil conseguir geometrías complejas. En la figura 9 proporcionada por la

Asociación Europea de Fabricantes de Automóviles se puede ver que la producción de

vehículos está en incremento pero, gracias a la implantación de los plásticos, la energía

consumida durante la fabricación de los mismos es menor.

Figura 9: Evolución del consumo de energía durante la producción de vehículos entre los años 2006 y 2017

Respecto al aligeramiento de peso, se estima que sin plásticos, los coches de hoy en día serían

entre 200 y 300 kg más pesados; los resultados del ahorro de gasolina estimado estaría en

torno a 0.5 litros a los 100 km, lo que representa unos 750 litros para un coche con una vida de

150 000 km. Esto conlleva consigo un mayor beneficio si se piensa en la contaminación emitida

por cada uno de los coches que se usan. [15]

Sin embargo, para seguir reduciendo el peso hay que investigar y desarrollar nuevos

materiales ligeros con altas prestaciones que puedan ser utilizados en elementos

estructurales. Estos materiales tienen que ser capaces de cumplir con las cada vez mayores

especificaciones mecánicas, además de con la sostenibilidad del transporte por carretera, la

reducción de consumo de combustible, el aumento del ciclo de vida de los materiales y con

tiempos de producción cortos capaces de satisfacer la demanda del sector de automoción.

Los materiales compuestos de matriz polimérica reforzados con fibras tienen un gran potencial

para la construcción ligera. En el sector de la automoción, los materiales compuestos están

siendo incorporados gracias a sus propiedades de resistencia y ligereza. Además, las

normativas estrictas en ámbitos medioambientales y de seguridad, hacen de este, un material

con muchas expectativas. El sector de automoción presenta el mayor crecimiento respecto al

resto de sectores, con una predicción de un aumento de más del 13 % para el año 2020[16,17].

Previéndose también una reducción del precio de la fibra de carbono en un 30% para 2020

[18]

En la actualidad, los composites más utilizados y con tecnología más madura son los de matriz

polimérica de estructura termoestable. Sin embargo, la fabricación de componentes con estos

composites termoestables es muy manual, con altos tiempos de producción y elevados costes,

por ello su falta de productividad han hecho que solo sean factibles como elementos

estructurales en sectores con baja producción y altos presupuestos como en Fórmula 1 o

aviación.

Otro punto crítico que frena la posibilidad de uso de los composites de matriz termoestable en

automoción, es la imposibilidad de reciclaje o reutilización de los mismos debido a su

estructura reticulada. Este tipo de estructura le aporta grandes propiedades físicas pero poca

flexión, fragilidad ante el impacto y la imposibilidad de reciclaje o reutilización.

El 18 de Septiembre de 2000 el Parlamento Europeo aprobó la directiva 2000/53/EC [19] en la que todos los vehículos que se fabriquen a partir del 1 de Enero de 2015, tienen que poder ser reutilizables y reciclables en un mínimo del 85% del peso medio / vehículo; y reutilizables / recuperables y valorizables al 95% del peso medio/vehículo. Por tanto, los nuevos materiales ligeros tienen que poder ser reciclables para que puedan ser

tenidos en cuenta para su utilización en el mundo de la automoción. [20]

Estos costes elevados, falta de productividad y dificultad en el reciclaje o reutilización hacen

imprescindible la creación de nuevos materiales y procesos de trasformación para poder ser

utilizados en series de producción medias y largas para automoción.

Fruto de esta necesidad de desarrollar nuevos materiales o procesos y de los objetivos

impuestos por las leyes mundiales, los fabricantes del sector de automoción han invertido en

proyectos de innovación y desarrollo para lograr los objetivos marcados. Esta inversión

privada, junto con el incremento de las ayudas de los distintos países y de la Comisión Europea

para proyectos de investigación y desarrollo ha hecho que el sector de la automoción este en

el top 3 de sectores más innovadores a nivel mundial con una inversión a nivel mundial

superior a 110 billones de Euros anualmente [21]

Figura 10: Inversión en proyectos de I+D por regiones y sectores [u.d.:billones de €]

En Europa, el sector de automoción es con gran diferencia el sector que más invierte en

investigación y desarrollo (53,8 billones de euros anuales) superando incluso al sector

farmacéutico (39,6 billones de euros), siempre líder en este sector, y al actual sector en auge

de la tecnología [21].

Figura 11: Porcentaje por sectores de proyectos de I+D en Europa

Gracias a estas inversiones en I+D, se han desarrollado estos últimos años, fruto de complejas

investigaciones, unos materiales de alta tecnología formados por una combinación de fibras

embebidas en una matriz termoplástica.

1.4 – CFRTP en automoción Estos materiales son los denominados composites termoplásticos reforzados con fibras (CFT o

CFRT o TPFC), que se han vuelto más atractivos en los últimos años debido a su ventaja sobre

composites termoestables más convencionales: superior resistencia química, mejor acabado

superficial, mayor resistencia al impacto, condiciones de almacenamiento más flexibles, mayor

procesabilidad y reciclables. Los CFRTP (composites termoestables reforzados con fibras

continuas) mantienen las propiedades de ligereza y mecánicas de sus homólogos

termoestables y ofrecen mayores prestaciones pero lo que los hace especialmente

competitivos es su capacidad de ser transformables en procesos industriales automatizados,

ofreciendo una mayor repetitividad en su calidad final y mayor productividad capaz de

satisfacer las demandas del sector de la automoción. Sin olvidar, que pueden ser reciclados y

reutilizados permitiendo de esta forma cumplir las normativas del 95% de reciclaje definidas

para automoción.

Actualmente, los materiales termoplásticos se usan reforzados con fibras discontinuas como

fibra corta o bolas de vidrio principalmente [22, 23, 24]. Sin embargo, hay un gran potencial

por desarrollar en el uso de termoplásticos reforzados con fibra continua de altas prestaciones.

Sin embargo su uso está todavía en fase incipiente a nivel de aplicaciones en funciones

concretas.

Su rendimiento en general respecto de otros materiales compuestos se expone en la figura 12:

Figura 12: Resistencia/densidad & Modulo de Young/coste [22]

Más específicamente, dentro del área de los composites:

Figura 13: Gráfica Coste/Rendimiento general de los materiales compuestos

Estos nuevos materiales ofrecen, a priori, cobertura a todas las necesidades del sector de la

automoción:

Son materiales más flexibles que los utilizados actualmente, como el acero o aluminio,

lo que les permitiría deformarse en caso de colisión y absorber de esta forma la mayor

cantidad de energía producida. De esta manera, las aceleraciones a las que están

sometidos los pasajeros son menores.

Además, ofrecen gran resistencia al impacto. Esto es un factor positivo para evitar la

penetración de alguna parte del vehículo en el habitáculo de seguridad, reduciéndose

el riesgo de lesiones en los pasajeros. Los materiales compuestos termoplásticos tiene

una mayor resistencia al impacto que los termoestables.

Más ligeros que los materiales usados actualmente. Al reducir el peso, la potencia

generada por el motor necesaria para mover el vehículo será menor, disminuyendo el

consumo de combustible y reduciéndose, con ello, las emisiones de gases

contaminantes a la atmósfera.

Gran capacidad de absorción de las vibraciones y ruidos generados principalmente por

el motor, partes mecánicas, viento y perturbaciones de la calzada.

Alta procesabilidad. Los materiales CFRTP ofrecen tiempos de producción muy bajos al

poder ser procesados de manera automática por termo‐conformado a diferencia de

los composites de matriz termoestable.

Capacidad de ser reciclados con facilidad [25,26, 27].

1.4.1 – Relevancia económica

La importancia de estos nuevos materiales es tal que el “Cluster SEAM” desarrollado por la

Unión Europea está formado por cuatro proyectos que tienen el fin de desarrollar un coche

eléctrico ligero gracias al uso de polímeros reforzados con fibra. Los proyectos de I+D dentro

del SEAM son:

Project ALIVE [28]

Project ENLIGHT [12]

Project MATISSE [29]

Project SafeEV [30]

El proyecto ALIVE se centra en desarrollar un vehículo eléctrico más ligero gracias al uso de

composites reforzados con fibra.

El proyecto ENLIGTH de la UE se centra en el estudio de estos materiales. Dentro del Proyecto

ENLIGHT se desarrollarán materiales altamente avanzados como: composites de matriz

termoplástica, composites reforzados con fibra, híbridos avanzados y materiales sándwich, así

como compuestos basados en biomateriales y energías renovables. Se estudiarán hasta una

etapa en la que sean aplicables al menos en producción de volumen medio. El desarrollo del

material se complementará con la investigación de las tecnologías necesarias de fabricación y

ensamblaje. Las tecnologías relevantes que están siendo desarrolladas o que están disponibles

fuera del proyecto completan la información para el proceso de toma de decisiones

multicriterio, necesario para seleccionar qué tecnologías se aplicarán finalmente en los

demostradores finales ENLIGHT de los cinco módulos [12].

En relación a la seguridad, la Unión Europea ha establecido dentro del “SEAM Cluster” el

Proyecto SafeEV [30], cuyo objetivo principal es el desarrollo de una metodología clara y

aplicable para el ensayo virtual de vehículos eléctricos pequeños (SEV: “Small Electrical

Vehicles”).

El proyecto MATISSE [29] se centra en la predicción y optimización del comportamiento al

impacto de estructuras de composites poliméricos reforzados con fibra (FRP) en relación a

vehículos de energías alternativas (APV: “Alternative Powered Vehicles”).

Se espera que el mercado global de composites de matriz termoplástica alcance una cifra

estimada de $4.7 billones en 2022 y se pronostica que crezca con una tasa de crecimiento

anual compuesto (TCAC o también CAGR, “Compound annual growth rate”, en inglés) del 5.1%

desde 2017 hasta 2022. Los principales factores de crecimiento de este mercado son el

aumento de la producción de automóviles y la creciente demanda de materiales livianos y

duraderos debido a las estrictas regulaciones gubernamentales [31].

Figura 14: Estudio del crecimiento del mercado de CFRTP de carbono a nivel global [32]

Respecto a Europa, se espera que el mercado de composites para automoción alcance unos

$4.1 billones en 2021 y se espera un crecimiento a un TCAC del 5.8% desde 2016 al 2021 [33].

1.5 – Motivación de la investigación Los composites de matriz termoplástica reforzados con fibras continuas son el camino más

adecuado para la sustitución de componentes metálicos en la fabricación de productos de

series largas o medias, en sectores como el de la automoción. Sin embargo, estos materiales

son de nueva creación y están bajo investigación y desarrollo, lo que implica una gran falta de

“know‐how” en la Industria y no se pueden encontrar muchos datos sobre sus propiedades

tecnológicas. Actualmente se utilizan principalmente en elementos no estructurales.

Sin embargo, en nuestra opinión, el mayor avance para el aligeramiento en automoción se

producirá cuando se consiga sustituir los materiales metálicos por composites plásticos en

elementos estructurales. El mayor peso del vehículo está en este tipo de elementos, donde

predomina el uso del acero que es casi siete veces más denso que los materiales compuestos.

Para conseguir usar estos materiales en elementos estructurales, es necesario caracterizar de

forma fiable las propiedades tecnológicas de estos materiales, actualmente en fase incipiente

y con grandes carencias de “know‐how”.

Por otra parte mi actividad como ingeniero de componentes de vibración y amortiguación para

el sector del automóvil, me estimula a investigar nuevos procedimientos y materiales que

permitan una mejora continua de las prestaciones técnicas, de eficiencia en el consumo y de

reducción de emisiones de GEI (Gases que provocan el Efecto Invernadero “CO2 equivalent”)

2. – OBJETIVOS Y ESTRUCTURA

2.1.‐ Objetivos de la tesis

Los materiales compuestos de matriz termoestable (“composites termoplásticos”) se utilizan

en el sector de la automoción en elementos no estructurales como salpicaderos, retrovisores y

en carrocerías de vehículos de alta gama de poca tirada y fabricación más manual.

Con el surgimiento de los composites termoplásticos con su capacidad de producción en masa

y su posibilidad de reciclaje, se amplían las posibilidades de su aplicación en gran variedad de

familias de piezas del automóvil, y no solo para vehículos de alta gama con baja producción, si

no para cualquier vehículo, independientemente de cuál sea el volumen de producción anual.

Sin embargo, el salto cualitativo en lo que a aligeramiento y reducción de emisiones se refiere

sería poder desarrollar elementos estructurales con materiales ligeros CFRTP.

Estas magníficas características de procesabilidad y reciclaje de los CFRTP, junto con sus

propiedades mecánicas, aun por caracterizar con fiabilidad, son afines a las directrices y los

principales requerimientos del mundo de la automoción. Por ello, los CFRTP se presentan

potencialmente como los materiales ideales para su aplicación en elementos estructurales.

A parte de las propiedades mencionadas anteriormente, una de las propiedades con gran

potencial que, según estudios iníciales, ofrecen los composites de matriz termoplástica es el

comportamiento anti‐vibratorio por absorción de energía.

Figura 15: Absorción de energía de los productos TEPEX [34]

Este tipo de propiedades, aún por estudiar, hace que el uso de este tipo de composites sea ideal para usar en elementos estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación como pueden ser los “torque restrictor”,”engine mounts” o “silentblocks”. (figura35) [35].

Figura 16: Familias de productos anti‐vibratorios en automoción – [CMP Automotive Group©]

Es por ello que el objetivo global de esta tesis es validar la factibilidad de la aplicación de

CFRTP en elementos estructurales del automóvil con funciones anti‐vibratorias y de

amortiguación.

Para lograrlo, se establecen 4 objetivos parciales, ordenados secuencialmente:

1º Analizar las propiedades estructurales ofrecidas por los fabricantes sobre la materia prima,

comparando experimentalmente placas de composite en su estado de suministro para validar

dichas propiedades.

2º. Comparar las propiedades mecánicas de materiales compuestos con los empleados

actualmente en automoción.

3º Establecer metodologías de ensayo para la caracterización de propiedades de los CFRTP

imprescindibles para su uso en elementos estructurales del automóvil con funciones anti‐

vibratorias y de amortiguación y de las que no existen normas oficiales definidas, ni estudios al

respecto.

4º. Verificar si es posible emplear estos materiales en elementos de amortiguación y anti‐

vibración de los automóviles introduciendo las novedades técnicas requeridas.

2.2.‐ Hipótesis de partida

En base a los objetivos comentados, se formulan las hipótesis sobre las que se fundamenta

esta investigación con el fin de que se consigan los objetivos, soportados por resultados.

Hipótesis 1: Las características tecnológicas de los CFRTP suministradas por los fabricantes son

insuficientes para cumplir los requerimientos de los fabricantes de automóviles, por lo que

resulta imprescindible caracterizar, de forma fiable, sus propiedades tecnológicas, con el

agravante de que para caracterizar alguna de ellas (adhesividad y propiedades dinámicas) no

existe normativa para realizar los ensayos.

Hipótesis 2: Los composites de matriz termoplástica ofrecen ventajas dinámicas sobre los

materiales actualmente empleados; por lo que son idóneos para su aplicación como elementos

anti‐vibratorios.

Hipótesis 3: Los composites de matriz termoplástica reforzados con fibras continuas son

potencialmente adecuados para la sustitución de componentes metálicos en la fabricación de

productos estructurales en el sector de la automoción.

2.3.‐ Estructura de la tesis

Esta tesis está dividida en siete capítulos, los cuales están alineados con las actividades del

procedimiento de investigación indicado anteriormente:

Capítulo 1: Introducción

El primer capítulo trata de explicar el fundamento de la Tesis, así como las razones que la

motivan. Se analiza el potencial de los materiales compuestos y la relevancia de este campo de

investigación.

Capítulo 2: Objetivos y Estructura

Una vez analizado el potencial de los materiales compuestos, para ser empleados en

elementos estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación del automóvil y los requisitos que

deben cumplir para materializar este potencial, en este capítulo se establecen los objetivos

perseguidos en la tesis y se define la organización de la misma.

Capítulo 3: Estado del Arte

En este capítulo se realiza un estudio exhaustivo de los materiales compuestos termoplásticos,

de sus aplicaciones actuales y del potencial que tienen para ser empleados en elementos

estructurales del automóvil, permitiendo aligerar el peso de los vehículos, lo cual mejora su

eficiencia energética, contribuyendo a un mejor comportamiento medioambiental del

automóvil.

Capítulo 4: Metodología para la caracterización de propiedades de los CFRTP para su

aplicaciones en elementos estructurales de amortiguación y anti‐vibratorios

Se detectan las propiedades principales que caracterizan a los elementos estructurales anti‐

vibratorios y de amortiguación, y que deben ser analizadas con rigor en esta nueva gama de

materiales CFRTP.

En este capítulo se aportan metodologías para poder caracterizar dichas propiedades aún no

estudiadas en materiales CFRTP y de las que no se dispone de información. Se realizan

ensayos con probetas CFRTP siguiendo las metodologías expuestas y se analizan los resultados

con el fin de discernir la factibilidad de su uso en elementos estructurales anti‐vibratorios y de

amortiguación.

Capítulo 5.‐ Caso Estudio: Aplicación experimental de CFRTP en sistema “DIFFERENTIAL GEAR

MOUNT”

Se analiza el comportamiento de un conjunto “differential gear mount”, comercializado y en

producción en serie actualmente, sustituyendo el componente de acero por prototipos

fabricados con CFRTP.

Se realizan ensayos en base a las solicitaciones a las que se ve sometido el sistema “gear

mount” en el vehículo y se analizan los resultados de los ensayos realizados para llegar a una

conclusión sobre la posibilidad de usar este tipo de materiales compuestos de matriz

termoplástica en los elementos estructurales definidos anteriormente.

Capítulo 6: Conclusiones y futuras líneas de investigación

Se plantean las conclusiones finales obtenidas de la investigación, se comprueba si dichas

conclusiones están alineadas con los objetivos perseguidos, si se cumplen las hipótesis de

partida y, por último, se proponen nuevas líneas futuras en las que seguir investigando y

avanzar más en la integración de los composites termoplásticos en otros elementos

estructurales del automóvil.

Capítulo 7: Referencias

En este último Capítulo se presentan las diferentes referencias utilizadas y consultadas para la

realización de la investigación.

3. – ESTADO DEL ARTE

3.1 – Introducción a los composites

3.1.1 – Características generales

Un composite es un material compuesto de dos o más materiales, esta combinación confiere al

conjunto unas propiedades tecnológicas notablemente superiores a las de las materias primas

de las que procede.

Las fibras proporcionan la resistencia mecánica del conjunto, mientras la matriz formada por el

material polimérico las mantiene fijas en posición y dirección, recubriéndolas totalmente y

protegiéndolas del ambiente externo. La matriz polimérica por tanto, transmite las cargas

exteriores a las fibras a través de la superficie de contacto, en la que debe haber suficiente

adherencia para que no se produzca deslizamiento relativo de los distintos componentes.

Los composites son materiales claramente anisótropos por lo que deben disponer de la rigidez

y resistencia necesarias, mediante la adecuada disposición y alineación de las fibras. Las

fibras se deben situar en las direcciones en las que resultan más eficaces, previendo todas las

tensiones que puedan producirse en las más variadas circunstancias, de modo que se

aprovechen al máximo las características mecánicas del composite. [36]

Las propiedades de los materiales compuestos o composites dependen de una serie de

factores:

Propiedades de la matriz y el refuerzo.

Contenido de refuerzo.

Orientación del refuerzo.

Método de fabricación del material compuesto. La figura 17 ilustra la relación tensión‐deformación del refuerzo, la matriz y del compuesto obtenido a partir de la combinación de ambos en el caso en el que la fibra falle primero, y el ensayo se realice bajo la aplicación de una deformación constante en dirección del refuerzo de la fibra. (Ecuación 1)

Figura 17: Curva tensión‐deformación. Elástico‐frágil. La fibra falla antes [37]

Cuando se ensaya un composite en el que la deformación elástica hasta el fallo de las fibras es

menor que la deformación hasta el fallo de la matriz, las fibras serán el primer componente del

composite en romper. La tensión de trabajo del composite (σc) es simplemente, la rigidez del

composite multiplicada por la deformación hasta el fallo de las fibras.

(Ecuación 1)

σc = (fEf + (1‐f)Em)εf

Siendo:

σc = Tensión de rotura del composite.

f = Porcentaje de fibra del composite.

Ef = Módulo de Young de las fibras.

Em = Módulo de Young de la matriz.

εf = Deformación de las fibras

Una vez que las fibras se rompen, la tensión permanece igual y dado que el área de la sección

transversal de la muestra se ha reducido efectivamente por la de las fibras, la carga requerida

para mantener esa deflexión / deformación es menor que antes y la carga / esfuerzo

disminuye. Cuando se aumenta la deflexión, sólo resiste la matriz y, en última instancia, puede

estirarse hasta su tensión de rotura, siendo la tensión de rotura del composite (σc ) igual a:

(Ecuación 2)

σc = (1‐f) σm

Siendo σm la tensión de rotura de la matriz.

La tensión final de rotura del composite es la mayor de las dos tensiones (ecuaciones 1 y 2).

En la figura 18 el refuerzo dispone de una resistencia mecánica mucho mayor que la matriz,

por lo que la unión entre ellos genera un material (composite) de características mecánicas

intermedias. Este suele ser el caso habitual de los materiales compuestos que vamos a

estudiar.

Figura 18: Curva tensión‐deformación. Elástico‐frágil. La matriz falla primero [37]

Cuando la tensión en el composite alcanza la tensión de fractura de la matriz, la matriz fallará. Inmediatamente antes de que la matriz se rompa, la tensión que lleva el compuesto es: (Ecuación 3)

σc = εc∙E = (f∙Ef + (1‐f)Em) εm

Lo que sucede realmente con el composite a medida que se rompe la matriz depende de cómo

se está cargando el composite y de cuánta fibra está presente en él.

En una prueba de tracción convencional, el material que se está ensayando está siendo

estirado, es decir, se aplica un desplazamiento a un extremo del material que aumenta

lentamente, el otro extremo permanece fijo en su lugar. Lo que se mide es la resistencia que el

material ofrece contra el estiramiento. Si parte del material se rompe, como la matriz en el

compuesto está a punto de hacer, la deflexión en ese instante no cambia. Las fibras todavía se

estiran bajo la misma tensión, por lo que la tensión en las fibras permanece tal y como estaba

justo antes de que fallara la matriz. Por lo tanto, las fibras no se romperán. Sin embargo, la

carga disminuirá al igual que la tensión en el composite. La tensión en las fibras cuando la

matriz se rompe es εm*Ef, la fuerza requerida para sostener esa tensión es εm*Ef*f*A, donde f es la fracción del área [= volumen] de las fibras y A es el área de la sección transversal del

compuesto. Entonces, la tensión real sobre el composite es:

(Ecuación 4)

σε E fA

ε E

Dado que las fibras se extienden por toda la longitud del compuesto, las fibras continúan

resistiendo la deflexión impuesta y podemos continuar estirando las fibras deformándose

hasta que rompa, en cuyo punto la tensión del compuesto es:

(Ecuación 5)

σc = f∙σf

Si (Ecuación 6)

f∙σf < (f∙Ef + (1‐f)Em) εm

Entonces, claramente la tensión última del composite es:

(Ecuación 7)

σc = (f∙Ef + (1‐f)Em) εm Si no, será:

(Ecuación 8)

σc = f∙σf

No obstante, aunque las gráficas anteriores nos muestran a gran escala las propiedades

generales de los materiales compuestos, las propiedades mecánicas y químico‐físicas de estas

láminas dependerán de su configuración, tanto en cuanto a la matriz termoplástica utilizada

como al tipo de fibra, de la estructura final dada a la placa consolidada (espesor, orientación

de fibras, etc.) y del fabricante puesto que sus procesos de elaboración son, en algunos casos,

diferentes.

3.1.2 – Tipo de fibras

Según su tipología, los refuerzos pueden presentar varias tipologías, en el caso de los termoplásticos se pueden reforzar con micro‐esferas y además, los composites pueden ser reforzados con fibras producidas en forma de fibras continuas (larga unidireccional), fibras cortas tipo “chopper” alineadas u orientadas al azar (figura 19).

Figura 19: Fibra discontinua alineada, fibra discontinua aleatoria, partículas de fibra y fibra continúa

La comercialización de todas estas fibras se hace de muy distintas formas (figura 20). Las más

comunes son:

En bobina de fibra continua (“roving”). Se suministra un hilo de cualquier tipo de

material de fibra enrollado en una bobina generalmente de forma que pueda usarse

para alimentar la maquinaria directamente de forma continua.

En bobinas de fibras largas entrelazadas (“woven”). Se suministran también en bobinas

con hilos entrelazados formando un tejido bidireccional. Los tipos de tejido o

entrelazado de los hilos pueden ser diferentes.

Fibras largas no continuas (“chopped”o “strand”). Se suministran filamentos sueltos

del material deseado.

En bobinas con estructura tipo fieltro ("Chopper StrandMat"). Este tipo de formato

solo se puede suministrar para fibras de vidrio. La estructura es tipo fieltro hecho con

filamentos de vidrio conglomerado y dispuesto en una bobina.

Figura 20: Tipo de suministro de fibras continúas: bobina “woven” y tipo "Mat"

A su vez, los tejidos de fibras también se pueden clasificar en distintos tipos. Los tejidos se

utilizan generalmente como refuerzo de materiales compuestos de alto rendimiento. Se utiliza

una amplia gama de diferentes tipos de tejidos, los más comunes son de forma simple, sargay

el tejido de raso. La densidad de la fibra y el tipo de tejido influyen de forma crítica en las

propiedades de formación y en las características del producto acabado (figura 21).

Figura 21: Tipo de tejidos del refuerzo continúo

Normalmente las fibras utilizadas para el refuerzo de los materiales compuestos, son fibras

artificiales, aunque actualmente hay diversos estudios de productos que incorporan fibras

naturales al material (figura 22).

De forma genérica, a todas las fibras de refuerzo de composites se les exige los siguientes

requisitos:

Buenas características mecánicas: alta rigidez y resistencias a la tracción y al desgaste.

Estabilidad química frente a la oxidación, al envejecimiento y a la agresividad del

medio ambiente.

Compatibilidad química y adherencia con la matriz polimérica del composite.

Hoy en día, el tipo de fibras más utilizadas en la preparación de composites, tanto para fibras

largas, como para fibras cortas, son las siguientes:

Fibras de Vidrio

Fibras de Carbono

Fibras de Aramida

Fibras de Kevlar

Fibras naturales

Figura 22: Fibras de refuerzos

3.1.3 – Tipo de matrices

La matriz cumple varias funciones en el material composite:

Su función principal es soportar la carga aplicada y transmitirla al refuerzo a través de

la interfaz. Para ello la matriz debe ser deformable.

Debe proteger las fibras del medio externo y mantenerlas unidas. Esta función

requiere una buena compatibilidad entre matriz y refuerzo.

En el caso que nos ocupa la matriz de los composites estudiados es de naturaleza plástica.

Los plásticos son materiales compuestos poliméricos, cuyo componente principal es una

molécula orgánica con base carbono y con presencia de otros elementos como hidrógeno,

oxígeno, cloro, flúor, nitrógeno y azufre.

Según su composición, los plásticos pueden tener distintas propiedades, pudiendo ser

elásticos, rígidos, transparentes, opacos, etc. Estas propiedades no dependen exclusivamente

de su estructura, sino también del tipo de aditivo que se le añada. La mayoría de los polímeros

provienen del petróleo, gas natural o carbón, aunque existen polímeros de celulosa, como por

ejemplo los derivados del algodón.

De modo general, la clasificación más utilizada de los plásticos se basa en la división en 3

grandes grupos:

Termoestables

Termoestables

Elastómeros

La matriz polimérica de los materiales composites, básicamente puede ser de plástico

Termostable o Termoplástico, no siendo útiles para conseguir buenas propiedades mecánicas

los elastómeros. Definimos a continuación de forma genérica las dos clases de matrices

poliméricas para la obtención de composites.

3.1.3.1 – Matriz termoestable

Los materiales termoestables son aquellos materiales que están formados

por polímeros unidos mediante enlaces químicos, adquiriendo una estructura polimérica

altamente reticulada.

El proceso de polimerización se suele dar en dos etapas: en la primera se produce la

polimerización parcial, formando cadenas lineales, mientras que en la segunda el proceso se

completa entrelazando las moléculas aplicando calor y presión durante el proceso. La primera

etapa se suele llevar a cabo en la planta química, mientras que la segunda se realiza en la

planta de fabricación de la pieza terminada. En el caso de los composites, la segunda etapa

sucede cuando son reforzadas con el tejido de la fibra y se le da la forma del producto final.

También pueden obtenerse plásticos termoestables a partir de dos resinas líquidas,

produciéndose la reacción de entrelazamiento de las cadenas al ser mezcladas (comúnmente

con un catalizador y un acelerante).

Las resinas líquidas termoestables consisten en una serie de precursores líquidos o

semilíquidos, que deben curarse para alcanzar el estado sólido, por medios químicos, térmicos

(altas temperaturas), o por medio de radiaciones (UV, gamma, electrones o microondas). Se

clasifican en 3 grupos:

Resinas epoxi

Resinas de poliéster no saturado

Vinilester

La reacción de curado es irreversible, de forma que el plástico resultante no puede ser

reciclado, ya que si se incrementa la temperatura el polímero no funde, sino que alcanza su

temperatura de degradación.

Figura 23: “pre‐preg” de matriz termoestable reforzada unidireccionalmente

La estructura altamente reticulada o unida mediante enlaces químicos que poseen los

materiales termoestables, es la responsable directa de las altas resistencias mecánicas y físicas

(esfuerzos o cargas, temperatura...) [38]. Por contra es dicha estructura altamente reticulada la

que aporta una pobre elasticidad a dichos materiales, proporcionándoles su característica

fragilidad ante el impacto, así como la imposibilidad de ser recalentados o refundidos, lo cual

es una desventaja, pues los fragmentos producidos durante el proceso no se pueden reciclar y

usar.[39]

3.1.3.2 – Matriz termoplástica

Un termoplástico es un material que a temperaturas relativamente altas, se vuelve deformable

o flexible, se derrite cuando se calienta y se endurece en un estado de transición vítrea cuando

se enfría lo suficiente. La mayor parte de los termoplásticos son polímeros de alto peso

molecular, los cuales poseen cadenas asociadas por medio de fuerzas de Van der Waals débiles

(polietileno); fuertes interacciones dipolo‐dipolo y enlace de hidrógeno, o incluso anillos

aromáticos apilados (poliestireno). Los polímeros termoplásticos difieren de los polímeros

termoestables en que después de calentarse y moldearse pueden recalentarse y formar otros

objetos.

Sus propiedades físicas cambian gradualmente si se funden y se moldean varias veces (historial

térmico), generalmente van disminuyendo estas propiedades al debilitar los enlaces. Los más

usados son el polietileno (PE), el polipropileno (PP), el polibutileno (PB), el poliestireno (PS), el

polimetilmetacrilato (PMMA), el policloruro de vinilo (PVC), el politereftalato de etileno (PET),

el teflón (o politetrafluoroetileno, PTFE) y el nailon (un tipo de poliamida).

Se diferencian de los termoestables en que estos últimos no funden al elevarlos a altas

temperaturas, sino que se queman, siendo imposible volver a moldearlos.

Muchos de los termoplásticos conocidos pueden ser resultado de la suma de varios polímeros,

como es el caso del vinilo, que es una mezcla de polietileno y polipropileno.

Cuando se enfrían, partiendo del estado líquido y dependiendo de la temperatura a la cual se

expongan durante el proceso de solidificación (aumento o disminución), podrán formarse

estructuras sólidas cristalinas o no cristalinas.

Este tipo de polímero está caracterizado por su estructura. Está formado por cadenas de

hidrocarburos, como la mayoría de los polímeros, y específicamente encontramos cadenas de

tipo lineal o ramificado [40, 41].

Figura 24: Estructuras amorfas y semi‐cristalina

Las matrices termoplásticas presentan las siguientes ventajas en cuanto a propiedades físico‐

químicas generales, aunque variarán en magnitud en cada caso particular:

Buena resistencia química

Baja absorción de humedad

Buenas propiedades mecánicas

Velocidad de producción elevada debido a la menor duración del ciclo de moldeo

Son re‐trabajables y reutilizables

Son reciclables

Admiten almacenamientos de larga duración

Los composites con base matriz termoplástica, aunque de desarrollo incipiente, son los más

adecuados para su uso en grandes volúmenes de producción de componentes y estructuras, ya

que ofrecen ventajas con respecto a los composites termoestables debido a la mayor

automatización de su proceso de fabricación y de su posterior transformación en el producto

final. Dichos materiales son fuertes, se pueden formar o moldear rápidamente a través de la

aplicación de calor, se pueden reciclar con facilidad y producen muy pocos residuos durante la

fabricación. Estos factores se combinan para atraer fuertemente a los fabricantes de

automóviles de medio y alto volumen de producción [42].

Los materiales estándar de la matriz termoplástica que se utilizan con mayor frecuencia, se

enumeran brevemente a continuación. Todos los termoplásticos pueden, en principio, servir

para conformar materiales composites, pero los siguientes son los actualmente

comercializados:

Poliamida (PA)P

Polipropileno (PP)

Poliuretano Termoplástico (TPU)

Polisulfuro de Fenileno (PPS)

Figura 25: Unidad repetida de poliamida/nylon 6.6 [43]

3.2 – Introducción a los CFRTP y propiedades tecnológicas

Como se ha descrito anteriormente, los composites de matriz termoplástica reforzados con

fibras continuas, en inglés “CFRTP” (Continuous Fiber Reinforced Thermoplastic Composites)

son unos materiales compuestos que contienen fibras continuas de alto rendimiento, como

fibra de carbono, fibra de vidrio o fibra de aramida, que están impregnadas en una matriz de

un polímero termoplástico como poliamidas (PA), polipropileno (PP), Polietilenos (PE) o

Poliuretano (TPU).

A diferencia de los composites termoelásticos, los CFRTP se suministran en planchas rígidas

que luego pueden conformarse utilizando técnicas de termoconformado, que le confieren gran

capacidad de producción, propiedad que los hace tan atractivos para el sector de la

automoción con mucho volumen de producción y ciclos cortos. Este formato de plancha rígida

hace más fácil su almacenamiento y transporte, comparado con las resinas flexibles y

pegajosas de los termoestables, las cuales además tienen que conservarse en condiciones

especiales y caducan con el paso del tiempo.

Figura 26: Composite de matriz termoestable "pre‐preg"

Otra característica importante de los materiales compuestos de matriz termoplástica es que se les puede sobreinyectar plástico, realizar nervios de refuerzo o geometrías complejas que no es posible conseguir con planchas de composite, o en zonas en las que no es necesario un material con propiedades tan altas como el composite CFRTP.

Figura 27: Sobre inyección de plástico en placa de composite termoconformada. iGestek[44]

En la Figura 26 se puede observar un caso ejemplo con nervios reforzantes de plástico

sobreinyectado.

La empresa iGestek ha estado trabajando en este ámbito de sobreinyectado y hasta ha usado

esta opción de procesamiento para desarrollar un proceso decorativo específico de

sobreinyección en láminas de composite termoplástico.

Figura 28: Granza de plástico decorativo

Además, también pueden ser soldados por técnicas de ultrasonidos [45] o láser [46], proporcionando uniones de alta calidad y rígidas.

Figura 29: Imagen de soldadura por ultrasonidos en placas CFRTP ‐ iGestek

La tabla 1 indica algunos valores habituales para las láminas comerciales [6]:

Tabla 1: Propiedades CFRTP en función del porcentaje de fibra

En la figura 30 [iGESTEK] se observan los diferentes valores del Módulo de Young con respecto al contenido de fibra de vidrio, tanto para láminas unidireccionales como bidireccionales. El rango de contenido en fibra suele ser entre 40‐60%, siendo lo más normal un porcentaje en fibra de 47%. Las láminas unidireccionales tienen un valor mayor de Módulo de Young, pero sólo trabajan soportando esfuerzos en la dirección principal de la fibra. Se puede minimizar la deformación plástica trabajando con las fibras en la dirección de la carga, disminuyendo la temperatura de transformación y disminuyendo la tensión.

Figura 30: Modulo de Young en función del trenzado y el porcentaje de fibra

Las Fibras de Vidrio son las más comunes comercialmente y las más económicas. Esto es

debido a sus características y desarrollo actual, y porque su uso en grandes series es el más

adecuado al verse reducidos los costes del producto.

Figura 31: Mallas bidireccionales de fibra de vidrio y fibra de carbono

Las fibras de carbono presentan mayores prestaciones mecánicas pero son, hasta el momento,

mucho más onerosas que las de vidrio por lo que su uso en grandes series no parece el más

adecuado, al menos en un primer momento, ya que al encarecer mucho el producto respecto

del componente metálico a sustituir, se favorece el binomio precio/prestación frente al de

disminución peso/emisión de CO2.

El material más novedoso, entre los composites, es la placa consolidada de matriz

termoplástica (fig. 31) y es el que más proyección a futuro presenta. Al ser un producto

laminar conformable se asemeja en su procesado a cualquier chapa de metal, pudiendo

mecanizarse y termoconformarse, por lo que se pueden obtener figuras tridimensionales sin

necesidad de una estructura añadida soporte.

Figura 32: Láminas de composite

Estas láminas pueden tener un tejido de fibras unidireccional o bidireccional pero también

ofrecen la posibilidad de realizar una superposición de láminas pudiéndose orientar estas en la

misma dirección o ir entrecruzándose para crear materiales con ángulos de dirección de fibra

variable en función de las necesidades de resistencia del producto final a obtener (fig. 32).

Figura 33: Sandwich de placas con refuerzos multidireccionales

En la tabla 2, se pueden ver algunos de los mayores fabricantes de composites y el material

que fabrican:

Tabla 2: Proveedores de placas y material

Existen pocos datos sobre propiedades más específicas de las láminas consolidadas de

composite termoplástico reforzado con fibras continuas. La mayor parte de los datos

obtenidos se deben a los propios fabricantes de láminas y se centran en estudios muy

específicos de un tipo de lámina. No se han encontrado estudios o investigaciones científicas

genéricas o comparativas de distintas láminas, ya sea entre materiales o bien entre

fabricantes.

Esto se debe a la gran novedad de estos materiales, por lo que pueden considerarse aun en

ciertos campos en fase de desarrollo, y por lo tanto es necesario trabajar con el fabricante para

la obtención de datos técnicos especiales.

En la tabla 3, se pueden ver las propiedades proporcionadas por uno de los fabricantes (Bond‐

laminates) sobre sus materiales Tepex [16]:

Tabla 3: Gama de productos TEPEX [16]

Las propiedades que presentan los fabricantes sobre las diferentes variedades de composites

termoplásticos dependen de múltiples factores como son: el porcentaje de fibra, la dirección

de las fibras y de la carga aplicada. Además, los ensayos se realizan sobre probetas estándar de

material virgen sin termoconformar. Por tanto, estas propiedades nos sirven para hacernos

una idea inicial y general sobre el posible comportamiento del material, pero no todas las

propiedades están caracterizadas y su comportamiento cambia después de ser conformado.

3.3 – Comparación de los CFRTP con los materiales actualmente empleados

En apartados anteriores se han explicado las altas propiedades que ofrecen los materiales

CFRTP y sus ventajas al utilizarlos frente a los materiales utilizados actualmente.

Los CFRTP ofrecen increíbles mejoras de aligeramiento comparados con los aceros y aluminios.

Los aceros y aluminios conforman prácticamente la totalidad de los materiales utilizados en

elementos estructurales en automóviles.

Existen multitud de aleaciones y diferentes tratamientos térmicos en aceros y aluminios por lo

que el rango de propiedades de este grupo es muy extenso. Sin embargo, en la siguiente

grafica creada por la Universidad de Cambridge [22] se puede apreciar a nivel general las

propiedades de Esfuerzo‐Densidad de los distintos grupos de materiales (figura 34).

Figura 34: Gráfico de la relación Esfuerzo‐densidad por grupo de materiales

En la figura 34 se observa que los materiales compuestos tienen menos densidad que los

metales y sus aleaciones (aluminio, acero, titanio…) y a la vez, su sus propiedades de esfuerzo

son iguales o por encima que la mayoría de los diferentes metales y aleaciones existentes.

Si profundizamos más en la familia de los metales (figura 35) se observa que tan solo los aceros

aleados de altas prestaciones superan las propiedades de esfuerzo de los composites. No

obstantes este tipo de metales sigue teniendo una densidad muy alta y un precio muy elevado.

Figura 35: Gráfico de la relación Esfuerzo‐densidad en los metales y aleaciones

La figura muestra que hay un gran espectro de rango de valores de esfuerzo para cada grupo.

No obstante sí que queda demostrado que los CFRTP (en la cúspide del grupo de composites)

están por encima de las propiedades de esfuerzo del aluminio y con una densidad mucho

menor.

Respecto a los aceros, se observa que existen CFRTP superiores en propiedades de esfuerzo a

los aceros y al revés. Esto dependerá del tipo de aleación y tratamiento térmico que se aplique

a cada acero y, de igual forma, dependerá del tipo y porcentaje de refuerzo el que esté

formado el composite, así como del tipo de matriz utilizada.

En la tabla 4 se muestran alguna de las propiedades de los principales materiales utilizados en

automoción comparados con los CFRTP más comunes. Las propiedades de os CFRTP han sido

facilitadas por los fabricantes.

Tabla 4: Tabla de propiedades de materiales estructurales

Material Tipo Densidad Limite elástico Tensión de rotura

Módulo a tracción

Alargamiento

[kg/dm3] [MPa] [MPa] [GPa] [%]

CFRTP FV 45% & PA6 1,80 ‐‐‐ 405 22 2,2

FC 45% & PA6.6 1,46 ‐‐‐ 700 55 1,5

ACERO S 235 7,90 > 235 360 ‐ 510 210 > 6

S 355 7,90 > 355 470 ‐ 630 210 > 4

ALUMINIO

AW 5754 O 2,70 > 80 180 ‐ 250 69 > 17

AW 5754 H22 2,70 > 130 220 ‐ 270 69 > 7

AW 6082 T6 2,70 > 240 > 280 69 > 6

En la tabla 4 quedan reflejadas las grandes propiedades específicas de los materiales CFRTP.

Estas características son las que nos impulsan a seguir investigando para su aplicación en

elementos estructurales, y de esta forma conseguir la reducción de peso deseada, sin sacrificar

la funcionalidad, seguridad, confort y prestaciones requeridas para el vehículo.

No obstante actualmente existen dos barreras que frenan la incorporación de los CFRTP en

este tipo de elementos:

La falta de datos de los materiales CFRTP y de fiabilidad debido a su reciente aparición

en el mercado. Por tanto están aún en proceso de investigación.

El coste de los mismos. Al no estar implantados en fabricaciones en serie de alto

volumen, no existe un gran mercado de materiales vírgenes CFRTP, ni empresas que

conformen o den forma a los mismos.

No obstante, debido a las legislaciones impuestas por los gobiernos, y a sus prometedoras

características, están siendo objeto de múltiples investigaciones y el mercado de los materiales

CFRTP se está disparando. Esto se traduce en una reducción de los precios.

La figura 36 proporcionada por la Universidad de Cambridge nos permite visualizar de forma

esquemática y general la situación actual respecto al coste de los CFRTP, comparado con otras

familias de materiales.

Se puede apreciar que los CFRTP reforzados con fibra de carbono son claramente los

materiales con el coste más elevado. Por otro lado, los materiales CFRTP reforzados con fibra

de vidrio ofrecen un coste más competitivo.

Figura 36: Grafico de la relación Módulo de Young‐coste por grupo de materiales

3.4 – Reciclabilidad CFRTP contra composites termoestables

Como se ha definido durante los apartados anteriores las principales ventajas de los CFRTP

frente a los materiales actuales (aceros, aluminios o sus homólogos termoestables) son:

‐ Ligereza

‐ Fáciles de procesar y capacidad de producción en masa en tiempos cortos

‐ Comportamiento dinámico

‐ Reciclabilidad

Las principales ventajas de los materiales composites de matriz termoplástica frente a sus

homólogos termoestables hacen referencia a la reciclabilidad y procesabilidad.

Respecto a la reciclabilidad, como ya se adelantó en el apartado 1.3, todos los vehículos que se fabriquen a partir del 1 de Enero de 2015, tienen que poder ser reutilizables y reciclables en un mínimo del 85% del peso medio / vehículo; y reutilizables / recuperables y valorizables al 95% del peso medio/vehículo. Por tanto, los nuevos materiales ligeros tienen que poder ser reciclables para que puedan ser

tenidos en cuenta para su utilización en el mundo de la automoción. [20]

En el sector de automoción tanto la reciclabilidad como la capacidad de producción son

críticos y determinantes para rechazar el uso de materiales si no cumplen con las necesidades

del sector. Los principales fabricantes de automoción disponen de una base de datos llamada

IMDS (International Material Data System), que es un repositorio de datos global que contiene

información sobre los materiales utilizados por la industria automotriz. En el IMDS, todos los

materiales presentes en la fabricación de automóviles terminados se recogen, mantienen,

analizan y archivan. IMDS facilita el cumplimiento de las obligaciones impuestas a los

fabricantes de automóviles, y por lo tanto a sus proveedores, según las normas, leyes y

reglamentaciones nacionales e internacionales.

El reciclaje es por tanto una de las razones por las que no se implementan los materiales

termoestables. Esto es debido a que los compuestos termoestables tienen la característica de

endurecerse permanentemente gracias a un mecanismo de reticulación; como resultado, no

pueden transformarse de nuevo ni reciclarse. Los compuestos termoplásticos proporcionan

respuestas reales para remediar estas limitaciones, ya que son [34]:

‐ Termo‐formables y termo‐soldables: el material termoplástico se ablanda

cuando las partes compuestas se calientan. Estos pueden ser formados o

soldados (un proceso fácil de controlar, evitando el uso de adhesivos).

‐ reciclable: es posible recuperar y reutilizar el material fundiéndolo.

Esta capacidad de los termoplásticos de poder ser termoconformados de nuevo y reciclados es

una gran ventaja, y es fuente de continuos estudios para mejorar los métodos de reciclado [35]

y patentes [36].

3.5 – Métodos de producción y procesabilidad de los CFRTP

Como ya se ha apuntado en los apartados 3.1.3 y 3.2, los composites con base matriz

termoplástica, aunque de desarrollo incipiente, son los más adecuados para su uso en grandes

volúmenes de producción de componentes y estructuras, ya que ofrecen ventajas con

respecto a los composites termoestables debido a la mayor automatización de su proceso de

fabricación y de su posterior transformación en el producto final. Dichos materiales son

fuertes, se pueden formar o moldear rápidamente a través de la aplicación de calor, se pueden

reciclar con facilidad y producen muy pocos residuos durante la fabricación.

Estos factores se combinan para atraer fuertemente a los fabricantes de automóviles de medio

y alto volumen de producción.

Figura 37: Comparación de la rapidez de producción según el proceso [34]

La forma de presentación comercial de los composites termoplásticos una vez combinadas las fibras con la matriz termoplástica es diferente, no sólo según su medio de fabricación sino sobre todo según su destino productivo final. Para la realización de productos estructurales se partirá de placas consolidadas de material CFRTP. En los siguientes sub‐apartados del apartado 3.5 se explican los procesos de transformación actuales estudiados y transmitidos por iGestek.

3.5.1 – Método del Diafragma

De acuerdo a la experiencia de iGestek, este es el método más económico para producir productos simples con un menor grado de transformación. La lamina de conformada de composite se coloca entre dos láminas de silicona que ejercen las funciones de barrera, se caliente el conjunto y se transforma en la posición sándwich como se ilustra en la figura 38. Posteriormente, la lámina de CFRTP se posiciona contra las paredes de un molde y se presiona a 5 bares aproximadamente. El producto puede ser desmoldeado una vez se haya enfriado lo suficiente. El tiempo de ciclo oscila entre los 30‐50 segundos.

Figura 38: Método diafragma en CFRTP

3.5.2– Termoconformado

Esta técnica se ha utilizado a lo largo de las historia para el transformado de termoplásticos. La

actual tecnología de termoconformado para las láminas de composite CFRTP, se basa en el

proceso tradicional con algunos ajustes.

En la técnica tradicional de termoconformado, se arte de materiales semi‐elaborados en forma

de láminas de plásticos que se reblandecen por efecto del calor hasta su temperatura de

trabajo y se presionan mediante aire, vacío o un contra‐molde contra un molde para adoptar

su forma.

A continuación se expone la expone la descripción del proceso de termoconformado de

láminas de CFRTP (figura 39):

Figura 39: Método diafragma en CFRTP

1‐ Atemperar el molde de conformado (macho y hembra) entre 80° y 110°C en función

de la matriz termoplástica a transformar y la geometría de la pieza a fabricar.

2‐ Colocar la lámina en la estructura que posteriormente servirá para transportarla a la

matriz de conformado, generalmente un bastidor metálico (figura 40) compatible con

el proceso de calentamiento.

Figura 40: Estructura de soporte de la preforma CFRTP

3‐ El siguiente paso del proceso es calentar la lámina a la temperatura especificada por el

proveedor Como regla general se debe calentar unos 20‐40°C por encima de la

temperatura de fusión del termoplástico virgen. Generalmente l temperatura de

calentamiento de la placa consolidad CFRTP se sitúa entre los 220‐280°C.El

calentamiento debe realizarse por infrarrojos (IR) para acortar tiempos y evitar la

oxidación del material. Se recomienda utilizar emisores IR con la suficiente potencia y

longitud de onda adecuada para calentar la placa en 1min o 2min máximo (figura 41).

A partir de 1,5mm de espesor de la placa se recomienda calentar la misa por ambas

caras.

Figura 41: Emisores IR

4‐ El paso de transportar la lamina calentada hasta el molde deber realizarse en un

periodo de 2‐3 segundos para evitar que se enfire la lamina antes de poder cerrar el

molde. Lo ideal es diseñar un bastidor equipado con sistemas de guiado para poder

trasnportar la lamina hasta el molde rapidamente.

5‐ El cierre del molde debe realizarse a una velocidad adecuada para evitar que la placa

se enfrie y se consolide antes de adoptar la forma del molde.

Cada fabricante de laminas tiene sus propias especificaciones y segun el material

utilizado son necesarios distintos parametros. No obstante, los parametros generales

son:

‐ Consolidación a presiones de 5‐100 bar.

‐ Presion de moldeo mas habitual ara la prensa: 40 bar.

‐ Presion de aire de la prensa 6 bar.

‐ Velocidad de aproximacion de la prensa >50mm/s.

‐ Velocidad de cierre de la prensa 5mm/s.

6‐ Enfriar y sacar la pieza del molde tras ser enfriada hasta una temperatura menor de

110°C. En función del espesor de la pieza varía entre 20 segundos a 2 minutos.

4. – METODOLOGÍA PARA LA CARACTERIZACIÓN DE PROPIEDADES DE LOS CFRTP PARA SU APLICACIONES EN ELEMENTOS ESTRUCTURALES DE AMORTIGUACION Y ANTI‐VIBRATORIOS

4.1 – Características de los elementos estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación en automoción.

Como ya se expresó en el apartado de motivaciones y objetivos de la tesis, la principal

finalidad de la misma es estudiar la factibilidad de la aplicación de CFRTP en este tipo de

elementos estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación del sector automoción. Para ello,

es necesario definir una metodología que nos permita ensayar y conocer las características de

los composites que aún están por estudiar, y que son necesarias para poder ser aplicados en

este tipo de elementos.

La finalidad de estas piezas es ejercer de nexo de unión entre los diferentes componentes de la

estructura del vehículo y evitar transmitir la totalidad de la carga entre ellos. Este tipo de

elementos están formados por una estructura rígida y goma vulcanizada sobre la misma. La

goma realiza principalmente las funciones anti‐vibratorias y de amortiguación, y de esta forma

las cargas y vibraciones no son transmitidas entre los distintos elementos del vehículo, ni al

habitáculo del conductor.

En la figura 42 se muestran elementos estructurales y anti‐vibratorios en los que se puede

apreciar como las chapas de acero o aluminio van embebidas en goma vulcanizada.

Figura 42: Elementos estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación

Por su parte, la estructura rígida, es el recipiente o cuerpo que soporta la goma. A través de

esta estructura se realizan las uniones con los diferentes elementos del vehículo y tiene que

ser capaz de aguantar las solicitaciones de carga las que se ve sometida.

La estructura rígida suele estar formada por acero y aluminio. No obstante en los últimos años,

debido a la exigencia de reducción de peso, se están requiriendo en todos los elementos en los

que sea posible materiales plásticos como: PA 6, PA6.6… reforzados entre el 20% y 50% con

fibra de vidrio corta.

También se ha podido apreciar durante estos últimos años una gran demanda en el uso de

aluminio en vez de acero, en prácticamente la totalidad de los componentes,

independientemente de su tamaño. Además actualmente se exige el uso de aluminio en los

elementos de gran tamaño como carcasas de “engine mounts” o “top mounts”.

En la figura 43 se muestran elementos de gran tamaño fabricados con chapas de acero.

Figura 43: Elementos estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación con chapas de acero

El hecho de que cada vez mas los rincipalmentes fabricantes de automóvil exijan materiales mas ligero aporta gran valor al estudio de la aplicación de CFRTP en este tipo de aplicaciones. Los materiales CFRTP cuplirian con la demanda de ligereza de los fabricantes en caso de que cumpliera el resto de propiedades exigidas. Otro factor positivo del lado de los CFRTP es el hecho de que al estar formados por una matri termiplastica pueden ser reutilizados, y esto permite que los fabricantes de material CFRTP sean capaces de proveer dicho amterial en laminas consolidadas de facil dsitribucion, almacenatmiento y procesabiliadd. Estas laminas rigidas de CFRTP se asmejan a las cahpas de aluminio y acero con las que se fabrican los elementos que stamos describiendo en este articulo, y el proceso por el que se obtienen las formas finales seria un conformado, similar al utilizado en los materiales utilizados actualmente (acero y aluminio). Ofreciendo a su vez la misma capacidad productiva para la fabricacion de las piezas. En la figura 44 se muestran piezas cortadas donde se puede ver calaramente que lso elementos rigidos de este tipo de piezas estan formados en gran parte de laminas conformadas, por tanto la aplicación de los CFRTP en este tipo de aplicación es también ideal desde el punto de vista de proceso.

Figura 44: Elementos estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación con chapas de acero

Aun así, para poder decidir si los materiales CFRTP son aptos para el uso en este tipo de elementos, primero debemos conocer que características debería cumplir. Para ello, debemos conocer el proceso de fabricación y las características que se le exige al producto.

Como ya se ha explicado, las chapas de componentes rígidos realizan las funciones estructurales del conjunto. Por tanto, el material utilizado tiene que cumplir los siguientes requisitos:

1. Soportar las solicitaciones de carga a las que se ven sometidas (estáticas o cíclicas).

2. Poder aguantar las cargas de par de apriete a las que se ve sometido al ser instalados

en el chasis del vehículo. A su vez tienen que ser capaces de poder mantener este par

de apriete con el paso del tiempo.

3. Tener buenas capacidades de adhesión, puesto que la goma esta adhesivada sobre las

chapas

4. Ser capaz de soportar el proceso de vulcanizado. Las partes rígidas se insertan en el

molde de inyección. Tienen que ser por tanto procesables y aguantar las presiones de

cierre de molde, puesto que es sobre estos elementos sobre los que se realiza el cierre

para evitar que la goma se escape. Además, el caucho es inyectado a presión sobre las

chapas y a una temperatura elevada durante unos 4 minutos normalmente. Por tanto

el material tiene que ser capaz de aguantar dichas presiones y altas temperaturas.

Las propiedades anteriores expresan tan solo los requisitos mínimos para poder ser utilizados en este tipo de producto. Pero además, unas buenas propiedades dinámicas aportarían un plus adicional que, junto con aligeramiento, proporcionaría un salto cualitativo al mundo de la automoción, puesto que las emisiones se verían reducidas, el confort seria mayor y la manejabilidad del vehículo mejoraría. En el estudio de la aplicación de los CFRTP se centrará en dos materiales diferentes:

‐ Composite de matriz termoplástica PA 6 reforzado con fibra continua de vidrio ‐ Composite de matriz termoplástica PA 6.6 reforzado con fibra continua de carbono

Los composites se adquirirán del proveedor Bond Laminates y se usarán placas rígidas de composite de la familia Tepex®.

4.2 – Verificación de datos técnicos de los fabricantes CFRTP

En este apartado se realizan ensayos de caracterización sobre probetas obtenidas de placa de

partida de materiales CFRTP. Se analizan los resultados y se realiza una comparación con los

datos proporcionados por el proveedor para comprobar que las características de la materia

prima recibida se asemejan a los datos proporcionados y tomar los valores obtenidos como

punto de partida para el desarrollo del resto de ensayos más complejos.

Se han realizado ensayos a tracción y flexión en probetas, ya que estos dos ensayos nos

proporcionan los valores del esfuerzo de tensión y el módulo de tensión así como el esfuerzo

de flexión y el módulo de flexión. Estos cuatro valores son proporcionados por los

proveedores, No obstante, el propio proveedor avisa de que solo se ofrecen como mera

información en base a sus ensayos, pero no define valores máximos ni mínimos, y advierte que

no deben ser usados para realizar diseños, o definir limites sin realizar previamente ensayos en

probetas para conocer las características exactas del material a utilizar.

Por tanto, realizar estos ensayos nos permite realizar una comparación entre los valores

proporcionados en la literatura y las propiedades reales obtenidas en los materiales CFRTP, los

cuales se van a utilizar a lo largo del estudio. De esta forma podremos conocer exactamente el

punto de partida del material pues, como se ha mencionado anteriormente, los valores del

fabricante se facilitan como mera información en base a ensayos propios y no deben usarse

como punto de partida para el diseño.

Estos dos ensayos son los únicos cuya metodología está definida bajo normas internacionales

para materiales compuestos de fibra continua (ASTM e ISO, ver apartado. 4.2.1). Al estar los

parámetros de ensayos y dimensiones de probetas claramente definidos nos permite realizar

un ensayo fiable con el que conocer las propiedades reales de los materiales CFRTP con los que

vamos a trabajar y compararlos con los aportados por los principales proveedores.

4.2.1 – Caracterización probetas CFRTP a tracción

4.2.1.1 – Justificación

En este apartado se muestran y analizan los resultados obtenidos tras ensayar a tracción varias

probetas de dos materiales composites diferentes.

Existen dos normas que desarrollan el método de ensayo y definen los parámetros del mismo

así como las dimensiones y geometría de las probetas a ensayar.

Estas dos normas internacionales son las siguientes:

‐ ASTM D3039/D3039M – 08. “Standard Test Method for Tensile Properties of Polymer

Matrix Composite Materials”

‐ ISO 527‐4: 1997 ‐ Plastics – “Determination of tensile properties ‐‐ Part 4: Test

conditions for isotropic and orthotropic fibre‐reinforced plastic composites”

En nuestro caso realizaremos el ensayo bajo la norma internación (ISO) en vez de bajo la

norma americana (ASTM). Además, el proveedor informa de que las propiedades que facilita

han sido obtenidas realizando el ensayo bajo la misma norma ISO.

La versión en española de la norma ISO 527‐4 se denomina UNE‐EN‐ISO 527‐4.

El objetivo de este ensayo será conocer el límite elástico, la deformación, las cargas máximas y el tipo de rotura de los dos materiales que se ensayan (PA 6.6 y PA 6; ver apartado 4.2.1.1).

4.2.1.2 – Definición del ensayo

La norma ISO 527, perteneciente a la familia de normas de plásticos, específica las condiciones de ensayo para la determinación de las propiedades en tracción de los plásticos compuestos isotrópicos u ortotrópicos reforzados con fibras. El método de ensayo desarrollado en la norma en cuestión es adecuado para los materiales siguientes:

Compuestos termoplásticos y termoestables reforzados con fibras que incorporen refuerzos no unidireccionales tales como fieltros, tejidos (planos o bobinados), hilos cortados, combinaciones de estos refuerzos, híbridos, bobinados, fibras cortas o molidas o materiales pre‐impegnados (“pre‐pregs”) (para probetas moldeadas directamente por inyección, véase la probeta 1ª en la norma ISO 527‐1: 1993)

Combinaciones de los anteriores con refuerzos unidireccionales y materiales reforzados multidireccionales construidos a partir de capas unidireccionales, a condición de que dichos laminados sean simétricos (para materiales con refuerzos completa o principalmente unidireccionales, véase la norma ISO 527‐5)

Productos acabados obtenidos a partir de estos materiales Las fibras de refuerzo abarcadas incluyen fibras de vidrio, carbono, aramida y otras similares. Para la realización de este ensayo usaremos dos tipos de materiales:

MATRIZ DE PA 6.6 CON FIBRA CONTINUA BIDIRECCIONAL DE CARBONO.

Figura 45: PA 6.6 + fibra de carbono

MATRIZ DE PA 6 CON FIBRA CONTINUA BIDIRECCIONAL DE VIDRIO.

Figura 46: PA 6+ fibra de vidrio

En la norma se especifican tres tipos de probetas para la realización del ensayo. El tipo 1B (figura 47) se aplica para el ensayo de termoplásticos reforzados con fibras. Las probetas de tipo 1B pueden también ser utilizadas para matrices termoestables reforzadas con fibras si rompen dentro de la longitud de referencia. El tipo 1B no debe ser utilizado en materiales multidireccionales reforzados con fibras continuas. Por tanto, en nuestro caso no podremos utilizar este tipo de probetas.

Figura 47: PROBETA TIPO 1

El tipo 2 (rectangulares sin talones) y el tipo 3 (rectangulares con talones pegados) son para el ensayo de termoplásticos y termoestables reforzados con fibras. Las probetas con talones no pegados se consideran del tipo 2 (ver figuras 48 y 49).

Figure 48: PROBETA TIPO 2

Figura 49: PROBETA TIPO 3

Para la realización del ensayo de tracción utilizaremos 3 probetas de CFRTP de matriz

termoplástica reforzadas con fibra de carbono y tres reforzadas de fibra de vidrio, todas ellas

del tipo 2, que se mecanizaran a partir de placas de composite tamaño A4 (ver figura 50).

Figura 50: Placas de partida

Las dimensiones especificadas en la norma ISO para probetas del tipo 2 y 3 son las siguientes

(tabla 5):

Tabla 5: Dimensiones para probetas tipos 2 y 3

Las dimensiones de nuestras probetas son las siguientes:

Longitud total: 250mm

Sin talones

Anchura: 25 ±0.5 mm

Espesor: 2mm

Distancia inicial entre mordazas: 150 ± 1mm

Sin taladros de centrado (opcional).

Figura 51: Probetas tipo 2 Reforzadas con Fibra de Carbono

Figura 52: Probetas tipo 2 Reforzadas con Fibra de Vidrio

Como se puede apreciar en las figuras 51 y 52, no se realizan los agujeros de centrado que aparecen en alguna de las imágenes anteriores. La propia norma indica que, los agujeros de centrado son opcionales y no se utilizan como elemento de agarre. Además, el utillaje disponible en el centro técnico de CMP AG donde se realizaron los ensayos dispone de pinzas Instron adecuadas para este ensayo, pero sin la posibilidad de introducir un pasador de centrado que se pueda introducir en los agujeros.

4.2.1.3 – Resultados del ensayo

El ensayo se realizó en el laboratorio de ensayos del Centro Tecnológico de la empresa de

automoción “CMP Automotive Group” bajo las condiciones de ensayo especificadas en la

norma ISO 527‐4 (ver figura 53).

Figura 53: Probeta en ZWICK

En la norma vienen especificados diferentes valores de velocidad dependiendo del tipo de

probeta y del tipo de ensayo. Para probetas tipo 2 y tipo 3 se especifican los siguientes valores:

5 mm/min para controles de calidad rutinarios;

2 mm/min para ensayos de calificación:

Cuando se mida el alargamiento máximo;

Cuando se determine el módulo de elasticidad en tracción.

En nuestro caso utilizaremos una velocidad de 2mm/min ya que nuestro objetivo es analizar el

comportamiento del material para poder caracterizarlo más adelante.

4.2.1.3.1 – Resultados obtenidos. Probetas CFRTP: PA 6.6 reforzado con FC

A continuación se muestran y se analizan los resultados obtenidos con las probetas reforzadas

con fibra de carbono.

1

2

3

1. Marcas realizadas sobre la probeta para delimitar la

distancia inicial entre mordazas.

2. Probeta de composite tipo 2 alineada.

3. Para realizar el ensayo se utilizaron dos garras

INSTROM instaladas en la máquina ZWICK 1. La

probeta quedaba sujeta mediante la aplicación de un

par manual a las mordazas, las cuales apresaban la

superficie de contacto establecida en la norma y

marcada con anterioridad en la probeta.

4. El software de ensayo utilizado para la adquisición de

datos y para mostrar las gráficas fuerza‐

desplazamiento es el testXpert®

1ª PROBETA

En el primer ensayo la probeta parece que patina, tal y como se muestra en la gráfica 54, por

lo que se desestimó el ensayo.

Figura 54: Probeta 1 fibra carbono (primer intento)

Tras esta primera prueba, se suelta la probeta, se vuelve a apretar y a realizar el ensayo bajo

las mismas condiciones. Esta vez conseguimos llevar la probeta hasta la rotura aunque con un

pequeño patinaje/deslizamiento (figura 55).

Figura 55: Probeta 1 fibra de carbono ensayo hasta rotura

La rotura de esta probeta fue una rotura frágil, sin apreciar a simple vista una deformación

previa, ni zona de plasticidad de la probeta.

El modo de fallo fue totalmente transversal, en la zona de agarre y en la parte superior de la

probeta (tomando como referencia la posición en el ensayo – ver figura 56 y 57).

Figura 56: Probeta 1 FC tras ensayo

Una vez desmontada la probeta se aprecia en las marcas de la mordaza los desplazamientos

ocurridos durante el primer ensayo y puede que durante el pequeño patinaje del segundo

ensayo realizado.

Figura 57: Desgarro en la zona de grip

2ª PROBETA

Tras la rotura de la probeta 1 se introduce la probeta 2, sin embargo no conseguimos realizar

el ensayo completo debido a que se producen patinajes.

Se realizan tres intentos pero con ningún resultado valido (figura 58).

Figura 58: Probeta 2 fibra de carbono

En la figura 59 se muestran todas las gráficas de los diferentes intentos con probetas PA6.6

reforzadas con fibra de carbono.

Como se puede ver en la figura 59, la probeta 2 desliza bajo poca carga.

Figura 59: Probetas Fibra carbono

Después de estos intentos fallidos se pasó a ensayar las probetas PA6 reforzadas con fibra de

vidrio en el laboratorio de “CMP AUTOMOTIVE GROUP”. Viendo que con fibra de vidrio no

teníamos ningún problema y que no había forma de conseguir ensayar las probetas de

carbono decidimos parar de ensayar con la 2ª probeta de FC y no intentarlo con la 3ª probeta

de fibra de carbono. El problema posiblemente resida en la dureza de las probetas de carbono.

3ª PROBETA

Esta probeta se ensaya en el laboratorio de ensayo de materiales del Departamento de

Ingeniería Mecánica de la Universidad de la Rioja (figura 60). Durante el ensayo no surgen

problemas de deslizamiento de la probeta, sin embargo tras oírse un sonido seco a 29kN, la

máquina concluye el ensayo, al considerar que se ha alcanzado el punto de rotura.

La probeta no está rota (separada en dos partes) y no se aprecia deformación, sin embargo se

ve una muesca en el canto de la misma.

Figura 60: Máquina de ensayo y software de la Universidad de La Rioja

Tabla 6: Parámetros y resultados de ensayo a tracción en la Universidad de La Rioja

Parámetros

Sentido: Tracción

Límite superior:(%) 62,75

Límite inferior:(%) 00,00

Parámetro control: Posición

Velocidad:(mm/s) 00,033

Parámetro destino: Fuerza

Destino relativo:(t) 25,000

Canal X: P

Resultados

Carga de rotura:(t) 2,954

Carga elástica:(t) 1,737

Deformación mínima:(mm) 2,947

Rigidez:(t/mm) 1,108

Tiempo de rotura:(s) 49,956

Tiempo de ensayo:(s) 59,970

Tensión de rotura teórica:

F: 29000 N Sección probeta: 2mm x 25mm Tensión de rotur: 580 MPa

El resultado es inferior al definido

por el proveedor (785 MPa)

4.2.1.3.2 – Resultados obtenidos: Probetas CFRTP: PA 6 reforzado con GF

1ª PROBETA

En ninguna de las probetas de fibra de vidrio hubo problemas con movimientos relativos entre

la probeta y las mordazas.

Fue una rotura frágil, transversal en la zona media (figura 61).

Figura 61: Probeta 1 FV tras ensayo

Figura 62: Probeta 1 FV. Gráfica y rotura

En la figura 63, se puede apreciar más en detalle, el tipo de rotura así como la zona de agarre,

donde se ve que no ha habido deslizamiento.

Figura 63: Probeta 1 FV zona de agarre y de rotura

2ª PROBETA

En la 2ª probeta tampoco hubo patinaje y el ensayo fue válido. El modo de fallo fue

transversal, en la zona de agarre de la parte superior (figura 64).

Figura 64: Rotura y zona de agarre de la probeta 2 FV

3ª PROBETA

En este caso tampoco hubo desplazamientos y el tipo de rotura fue igual que en la 2ª probeta

(figura 64 y 65).

Figura 65: rotura y zona de agarre de la probeta 3 FV

4.2.1.4 – Discusión de resultados

En las probetas de CFRTP reforzadas con fibra de vidrio hemos podido realizar los ensayos sin

ningún tipo de dificultad durante el desarrollo del ensayo, esto es debido a que la dureza del

composite es menor que la del CFRTP reforzado con carbono, y permite un agarre óptimo sin

patinajes.

En la figura 66 se aprecia la repetitividad de los resultados obtenidos, por tanto podemos

tomarlos como válidos. También se aprecia el comportamiento lineal de las probetas CFRTP

con FV, su rotura frágil sin zonas de plasticidad.

Figura 66: Grafica resultados probetas FV

Para obtener la resistencia a la tracción tenemos que aplicar la siguiente ecuación:

(Ecuación 9)

Donde

F: fuerza máxima en Newtons [N] A: área de la probeta en mm2 σm = resistencia a tracción

En base a los resultados de fuerza obtenidos y la sección de la probeta podemos obtener el

límite elástico del composite de fibra de vidrio.

F:19660.7 N / Área: 2mm x 25mm Resistencia a tracción: 393.214 MPa

F: 20725.9 N / Área: 2mm x 25mm Resistencia a tracción: 414.518 MPa

F: 2001.17 N / Área: 2mm x 25mm Resistencia a tracción: 400.234 MPa

La resistencia a la tracción (promedio de los 3 ensayos) es: 402.65 MPa Para calcular e módulo a tracción aplicamos la siguiente ecuación:

(Ecuación 10)

Eσε

Donde

E: módulo a tracción en GPa ε: deformación longitudinal

Siendo

(Ecuación 11) ∆ L L

L

Se miden las probetas después del ensayo para conocer su deformación. Aplicando las

ecuaciones 10 y 11 se obtienen las características a tracción:

L1=150 + 2.3 ɛ1 = 0.01510 1.51% E1 = 26.02 GPa

L2=150 + 2.9 ɛ2 = 0.01896 1.89% E2 = 21.82 GPa

L2=150 + 3 ɛ3 = 0.019607 1.96% E3 = 20.4 GPa

La deformación media de las probetas ensayadas es 1.78%.

El módulo de tracción medio de las probetas ensayadas es 22.75 MPa.

En la tabla 7 se muestran los resultados obtenidos en el ensayo.

Tabla 7: Propiedades a tracción del material CFRTP reforzado con vidrio

Material Probeta Tensión a tracción Módulo a tracción Alargamiento

[MPa] [GPa] [%]

CFRTP FV & PA6

P1 393 26.02 1.51

P2 414 21.82 1.89

P3 400 20.4 1.96

En la tabla 8 se listan las características mecánicas de las láminas consolidadas estándar de

Bond‐Laminates (las probetas se han obtenido del material suministrado por este proveedor):

Tabla 8: Prop. mecánicas de los composites suministrados por “Bond‐Laminates”

En la tabla 9 se muestra la comparativa entre el valor medio de los resultados obtenidos en el

ensayo realizado en esta tesis y los datos proporcionados por el fabricante:

Tabla 9: Comparación de resultados con datos del fabricante CFRTP

Material Resultados Tensión de a tracción Módulo a tracción Alargamiento

[MPa] [GPa] [%]

CFRTP FV & PA6

Tesis 402 22.75 1.78

Proveedor 405 22.0 2.2

Los resultados de tensión son iguales a los proporcionados por el proveedor. En cuanto al

alargamiento, el valor proporcionado por el proveedor lo podemos obtener de hojas de

datos específicas para cada material, pero no es un dato que se suela proporcionar

actualmente en las propiedades de CFRTPs. El alargamiento obtenido en este ensayo es algo

menor que el proporcionado por el fabricante CFRTP.

Los resultados en las probetas con fibra de vidrio son muy próximos a los marcados por el

proveedor (405MPa), lo que demuestra que alcanza límites similares a los de ciertos aceros,

pero con una reducción de peso importante.

El módulo de Young medio obtenido es también del mismo valor que el proporcionado por el

proveedor.

Los resultados del ensayo en las probetas de fibra de carbono deberían ser aún más

prometedores según proveedor (785MPa frente a los 580MPa obtenidos en laboratorio). No

obstante, la probeta que se ensayó en la Universidad de La Rioja sin que deslizara de las

mordazas alcanzó 580MPa con tan solo una pequeña muesca. Es decir, esta muesca solo

indica una rotura de la matriz, o puede que de alguna fibra reforzante. Sin embargo, no se

llegó a producir la fractura total, ni se visualizaba ninguna grieta. Esto significa que el

resultado a rotura hubiera estado muy por encima de los 580MPa y podría haber alcanzado

valores cercanos a los proporcionados por el fabricante de CFRTP. Por otro lado, teniendo en

cuenta que los resultados con probetas de fibra de vidrio, donde los ensayos se realizaron sin

ningún problema y con repetitividad, los resultados de resistencia a la tracción eran los

mismos que los del proveedor CFRTP, consideramos como válidos los resultados del

proveedor para la fibra de carbono.

4.2.2 – Caracterización probetas CFRTP a flexión

4.2.2.1 –Justificación

En este apartado se muestran y se analizan los resultados obtenidos en el ensayo de flexión de

varias probetas de dos materiales composites diferentes.

En la norma ISO 14125(Compuestos plásticos reforzados con fibra. Determinación de las

propiedades a flexión) [37], se desarrolla un método de ensayo para caracterizar el módulo de

flexión de distintos materiales.

La norma ISO 14125 especifica un método para la determinación de las propiedades de flexión

bajo una carga en tres puntos y en cuatro puntos de compuestos plásticos reforzados con

fibras. La propia norma define probetas normalizadas e incluye parámetros para emplear

tamaños de probetas alternativos allí donde se considere apropiado. También se incluye un

rango de velocidades de ensayo.

El método es adecuado para plásticos termoplásticos reforzados con fibras y termoestables.

Sin embargo, el método no es aplicable para los plásticos no reforzados o reforzados con

partículas o fibras cortas de tamaño inferior a 1mm.

En nuestro caso lo utilizamos para ensayar materiales con fibra continua.

Esta metodología definida en la norma ISO 14125 se aplicará a probetas hechas con los

materiales objeto de estudio de la tesis desarrollada (Tabla 8):

PA6 reforzada al 45% con fibra continua de vidrio

PA6.6 reforzada al 45% con fibra de carbono

La probeta, soportada como una viga es sometida a una flexión a una velocidad constante

hasta que se rompa o hasta que la deformación alcance un valor predeterminado. Durante el

procedimiento se mide la fuerza aplicada sobre la probeta y la flecha producida.

El método se utiliza para investigar el comportamiento a flexión de las probetas y para

determinar la resistencia a la flexión, el módulo de flexión y la relación esfuerzo/deformación a

flexión en las condiciones definidas.


En la norma ISO 14125 se especifican las medidas recomendadas para las probetas con el fin

de estandarizar los resultados y se especifica que los ensayos que se realicen en probetas de

otras dimensiones a las especificadas pueden producir resultados que no sean comparables.

La geometría, tanto del ensayo como de las probetas, se elige para limitar la deformación de

cizallamiento con el objetivo de evitar un fallo por cizallamiento interlaminar, por tanto, a no

ser que se acuerde lo contrario, las dimensiones de la probeta deben cumplir las dimensiones

especificadas en la Norma para el material sometido a ensayo (ver tabla 10).

Tabla 10: Dimensiones de probeta para el método de tres puntos

Las dimensiones de las probetas utilizadas en este apartado para realizar el ensayo se

definieron de acuerdo a la tabla 10. Son las siguientes:

l=100mm

L=80mm

b=15mm

h=2mm

Las probetas pueden ser moldeadas en las dimensiones o mecanizadas a partir de planchas de

material. En nuestro caso, al tratarse de un material de matriz termoplástica reforzada con

fibra continua, hemos obtenido la materia prima de planchas tamaño A4 y las probetas

mediante operaciones de mecanizado.

Las superficies y bordes están libres de rayas y agujeros y rechupados y se realizó una

operación final de rebabado antes de la realización del ensayo.

Una vez definidas las dimensiones de las probetas, según las características o tipo del material

a ensayar, se define la configuración del ensayo.

El ensayo realizado es el de 3 puntos, es decir, se apoya la probeta en dos extremos separados

a 80mm, tal y como se definía en la tabla 10, y se aplica una carga puntual en el centro de la

probeta.

En la figura 67 se muestra un esquema de la configuración del ensayo de 3 puntos.

Figura 67: Esquema disposición de ensayo de flexión en tres puntos (ISO 14125)

La probeta, soportada como una viga es sometida a flexión a una velocidad constante hasta

que se rompa o hasta que la deformación alcance un valor predeterminado. Durante el

procedimiento se mide la fuerza aplicada sobre la probeta y la flecha.

Para la realización del ensayo se realiza un empujador con un radio de 5±0.1mm en la zona de

contacto tal y como define la norma ISO y una transición por dos caras tangentes al mismo

para acabar en una cara plana en el otro extremo con una rosca M12 en el centro de la misma,

para que pueda acoplarse a la máquina de ensayo Zwick y asegurar una sujeción adecuada y

falta de holguras durante el ensayo.

Figura 68: Boceto del diseño del empujador

En las figuras (68 y 69) se muestra el empujador utilizado y la máquina de ensayo del

fabricante Zwick.

Figura 69: Útil de aplicación de la carga

Una vez instalado el útil de aplicación de la carga, se instalan los apoyos a una distancia 80mm

de separación entre ambos.

Figura 70: Disposición de los apoyos en el ensayo de flexión

En la figura 71 se puede ver la configuración final del ensayo realizado en el laboratorio de

“CMP AUTOMOTIVE GROUP” bajo condiciones ambientales controladas a una temperatura de

23ºC.

Figura 71: Configuración del ensayo de flexión

Antes de colocar las probetas se realizaron mediciones de las dimensiones de las mismas para

asegurar una geometría correcta.

La velocidad de aplicación de la carga es aquella que de una velocidad de deformación lo más

próxima posible a un 1% de deformación por minuto. Para calcular esta velocidad se utiliza la

ecuación facilitada por la norma ISO 14125 en función del tipo de ensayo a realizar (en este

caso de tres puntos) y en base a las dimensiones de la probeta a ensayar.

(Ecuación 12)

ɛ′6

Donde:

ɛ′: Velocidad de deformación al 1%

L: separación entre apoyos = 80mm

h: espesor de la probeta =2mm

Con estos valores, calculamos la velocidad que ocasionaría teóricamente un 1% de

deformación por minuto.

V= 5,333 mm/min.

Para la realización del ensayo hay que seleccionar en la tabla 11, proporcionada por la norma

ISO 14125, el valor más próximo al calculado teóricamente.

Tabla 11: Valores recomendados para velocidad de ensayo a flexión

En nuestro caso la velocidad del ensayo será 5mm/min.

Para poder calcular posteriormente el esfuerzo a flexión y el módulo de flexión de los

materiales es necesario grabar la curva de fuerza/desplazamiento y realizar la conversión a

tensión/deformación, de tal forma que puedan obtenerse los valores necesarios para obtener

los parámetros de esfuerzo y módulo a través de las ecuaciones definidas en el apartado

4.2.2.4.

El software de ensayo utilizado para este propósito es el testXpert®.

Figura 72: ejemplo de grafica tensión‐deformación ISO 14125

Para tener un conocimiento completo sobre el comportamiento de este tipo de materiales

CFRTP bajo cargas de flexión es necesario conocer el tipo de fallo que sufren. Esta información

además es de gran importancia para futuras investigaciones de cálculos de rotura o predicción

de fallo.

En la norma ISO 14125 se ofrecen ejemplos de los posibles tipos de fallo (ver figura 73).

Figura 73: tipos de fallo en ensayo a flexión con carga en tres puntos

Los fallos iniciados en tracción y en compresión, alejados de los puntos de carga, son tipos de

fallo aceptables. Sin embargo, los fallos iniciados por cizallamiento interlaminar no son

aceptables [37].


Una vez definida la configuración del ensayo se ensayaron las piezas bajo los parámetros

definidos en el apartado anterior.

4.2.2.3.1 – Resultados obtenidos. Probetas CFRTP: PA 6.6 reforzado con FC

En la figura 74 se muestran los resultados gráficos fuerza‐desplazamiento de las probetas

PA6.6 reforzadas con fibra de carbono.

Se puede apreciar que el ensayo ofrece repetitividad en los resultados.

Al igual que en el ensayo de tracción, los resultados muestran una marcada linealidad en el

comportamiento de los materiales CFRTP estudiados.

Figura 74: Gráficas de ensayo de flexión de las probetas de fibra de carbono

Durante la realización del ensayo se escuchaba en todas las probetas un fuerte crujido,

momento en el que se podía visualizar una grieta transversal en la parte inferior de la probeta

que abarcaba todo el ancho de la misma y en gran parte del espesor, indicando una rotura de

todas o la mayoría de las capas de forma simultánea.

Figura 75: probeta de fibra de Carbono en el momento de fallo a flexión

A su vez, en la gráfica, se mostraba en este momento una caída vertical hasta valores de fuerza

prácticamente despreciables producto de la oposición de parte de la matriz aún no fracturada

completamente.

Durante el desarrollo del ensayo, antes de la rotura se puede apreciar un claro

comportamiento lineal, hasta que se produce, de manera instantánea, la rotura de las

probetas.

Figura 76: zona lineal ensayo de flexión de las probetas de Carbono

En la figura 71, se puede observar la probeta flexionada durante el ensayo.

Figura 77: Probeta de fibra de carbono durante ensayo a flexión

En la tabla 12 se muestran los resultados de las probetas ensayadas:

Tabla 12: Resultados del ensayo de flexión de probetas de fibra de carbono

Fibra Matriz Probeta Fuerza [N] a desplaz. 0.2667mm

Fuerza [N] a desplaz. 1.333mm

Fuerza máxima [N]

Desplazamiento a Fmax [mm]

Carbono PA6.6 P1 8.75 44.38 314 8.08

Carbono PA6.6 P2 6.62 46.98 270 7.05

Carbono PA6.6 P3 11.55 50.66 322 8.15

En las figuras 78 y 79 se puede apreciar que el tipo de fallo en todas las probetas ensayadas es

por rotura de las fibras a tracción. Es decir, en la cara exterior de la probeta con respecto a la

aplicación de la carga.

Figura 78: Probeta 1 de fibra de Carbono tras ensayo de flexión

Se aprecia una rotura en todo el ancho de la probeta y en prácticamente todo el espesor,

iniciándose la grieta desde la capa más externa hacia el empujador.

Resultados de las probetas P2 y P3 tras el ensayo de flexión:

Figura 79: 2ª y 3ª Probetas PA6.6 de fibra de carbono tras ensayo de flexión

4.2.2.3.2 – Resultados obtenidos. Probetas CFRTP: PA 6 reforzado con FV

En el caso de las probetas de fibra de Vidrio, el comportamiento a flexión es diferente al de las

probetas de fibra de carbono, no solo en valores, si no en el tipo de rotura y forma de la

gráfica.

En este caso se aprecia una linealidad inicial pero, a partir de los 6mm de flecha, se aprecia un

ligero cambio en la pendiente, posiblemente producido por el comportamiento de la matriz de

PA6, o de algún fallo de la misma o interlaminar. Esta bajada de pendiente se mantiene hasta

alcanzar el pico máximo de fuerza.

Figura 80: Zona lineal y puntos de medición s' y s'' en probetas de fibra de vidrio en el ensayo de flexión

Una vez alcanzado el punto máximo de fuerza se observa en la probeta la rotura de la capa

más exterior de la misma. Este tipo de rotura hace que la gráfica baje verticalmente (figura 81)

pero vuelva a subir ligeramente hasta producirse otro punto de rotura correspondiente a la

siguiente capa exterior y así sucesivamente, creando una forma de diente de sierra una vez se

alcanza el punto de fuerza máxima. Una vez han fallado varias capas, se aprecia una caída en

picado de la gráfica puesto que ya solo trabaja un ínfimo porcentaje de capas o de matriz.

Figura 81: Gráficas de ensayo de flexión de las probetas de fibra de vidrio

En la figura 82, se puede ver la progresión durante el ensayo hasta la rotura de la primera

lámina.

Figure 82: Progresión del ensayo de flexión en probeta de fibra de vidrio

Los resultados obtenidos en el ensayo de flexión utilizando las probetas PA6 reforzadas con

fibra de vidrio fueron:

Tabla 13: Resultados del ensayo de flexión en probetas de fibra de vidrio

Fibra Matriz Probeta Fuerza [N] a 0.2667mm

Fuerza [N] a 1.333mm

Fuerza máxima [N]


Vidrio PA6 P1 4.56 18.29 147 12.18

Vidrio PA6 P2 5.23 18.81 173 13.41

Vidrio PA6 P3 6.22 22.4 155 10.54

En este caso el tipo de fallo se produjo en todas las probetas por una rotura por tracción en la

capa más externa.

Ampliando la zona de la capa más externa en el momento de la rotura, se puede apreciar la

rotura de la capa (figura 83).

Figura 83: Probeta en el momento de la rotura

En las figuras 84 a 86, se muestran las probetas tras el ensayo de flexión.

Se aprecia que las fibras no asoman por la cara más externa si no que se rompen

interiormente.

Figura 84: Probeta P1 de fibra de vidrio tras el ensayo de flexión




En la gráfica de la figura 87 se observa a primera vista que las probetas de matriz termoplástica

PA6.6 reforzadas con fibra de carbono tienen un comportamiento lineal hasta su rotura, sin

ningún cambio de pendiente destacable. Durante la ejecución de los ensayos, se podía oír un

gran crujido cuando alcanzaba este máximo a diferencia de los materiales de matriz

termoplástica PA6 reforzados con fibra de vidrio en las que el ruido no era tan destacable.

Figura 87: Gráfica de resultados a flexión de fibra de vidrio y de carbono

Los materiales reforzados con fibra de vidrio han alcanzado unas cargas de rotura mucho

menores (un 40‐50% menos) que los de fibra de carbono pero con unos resultados bastante

más elevados, de entre un 35‐40% más, de flecha máxima antes de la rotura.

En los materiales compuestos de PA6.6 reforzados con fibra de carbono el comportamiento es

lineal, con rotura frágil. Una vez alcanzado el máximo, la probeta se agrieta en todo su espesor

a la vez, produciendo esa rotura frágil que queda reflejada en la gráfica, con una caída

totalmente vertical hasta alcanzar valores de fuerza ínfimos.

Tabla 14: Resultados ensayo a flexión

Fibra Matriz Probeta Fuerza [N] a 0.2667mm

Fuerza [N] a 1.333mm

Fuerza máxima [N]


Vidrio PA6 P1 4.56 18.29 147 12.18

Vidrio PA6 P2 5.23 18.81 173 13.41

Vidrio PA6 P3 6.22 22.4 155 10.54

Carbono PA6.6 P1 8.75 44.38 314 8.08

Carbono PA6.6 P2 6.62 46.98 270 7.05

Carbono PA6.6 P3 11.55 50.66 322 8.15

Una vez recopilados los valores de fuerza‐desplazamiento de cada probeta durante el ensayo

se pueden obtener los parámetros necesarios para caracterizar el material y conocer sus

propiedades a flexión, es decir, el esfuerzo de flexión y el módulo de flexión.

A continuación se muestran las ecuaciones para un ensayo realizado a tres puntos, y que nos

permitirán conocer los datos deseados

El esfuerzo de flexión σf viene dado por la ecuación 13:

(Ecuación 13)

32

Donde

σf es el esfuerzo a flexión en megapascales (MPa)

F es la carga en newtons (N)

L es la distancia entre los apoyos en milímetros (mm)

h es el espesor de la probeta en milímetros (mm)

b es la anchura de la probeta en milímetros (mm)

Para la medición del módulo de flexión, se calculan las flechas s’ y s’’ que corresponden a los

valores dados de deformación en flexiónɛf’= 0,0005 y ɛf’´= 0,0025. Para calcularlos se introducen los valores obtenidos en el ensayo en las ecuaciones 14 y 15:

(Ecuaciones 14 y 15)

′ ɛ ′6

′′ ɛ ′′6

Donde

s’ y s’’ son las flechas del punto central de la viga (mm)

ɛf’ y ɛf’´ son las deformaciones en flexión cuyos valores vienen dados arriba

Figura 88: Gráfica aumentada a los valores de flecha s' y s''

En el caso de nuestro ensayo, todas las probetas han alcanzado altas deformación, superiores

a 8mm. Por tanto, en base a las indicaciones de la norma ISO, debemos aplicar una corrección

para grandes flechas, mayores a 0,1L, es decir mayores a 8mm en nuestro caso (L=80mm).

En tal caso, las ecuaciones a aplicar son (ecuaciones 16 y 17):

(Ecuación 16)

32

1 3

Donde

σf es el esfuerzo en flexión, en megapascales (MPa)

s es la flecha del punto central de la viga, en milímetros (mm)

F es la carga, en newtons (N)

L es la distancia entre apoyos, en milímetros (mm)

h es el espesor de la probeta, en milímetros (mm)

b es la anchura de la probeta, en milímetros (mm)

Para calcular la deformación debe utilizarse la ecuación siguiente:

(Ecuación 17)

6 24,37 62,17

Introduciendo en las ecuaciones 16 y 17 los valores de fuerza y desplazamientos obtenidos en

los ensayos, los resultados de esfuerzo de flexión y módulo de flexión son los indicados en la

tabla 15:

Tabla 15: Resultados propiedades a flexión

Fibra Matriz Probeta Esfuerzo a

flexión [MPa] Módulo de

flexión [GPa]

Vidrio PA6 P1 297.45 13.73

Vidrio PA6 P2 351.37 13.58

Vidrio PA6 P3 312.31 16.18

Carbono PA6.6 P1 629.65 35.63

Carbono PA6.6 P2 540.62 40.36

Carbono PA6.6 P3 645.76 39.11

En la tabla 16 se muestra una comparación de los resultados obtenidos en este apartado y los

proporcionados por los proveedores.

Tabla 16: Comparación de resultados con datos del fabricante CFRTP

Material Resultados Esfuerzo de flexión Módulo de flexión

[MPa] [GPa]

CFRTP FV & PA6

Tesis 320 14,5

Proveedor 620 19

CFRTP FC & PA6.6

Tesis 605 38,3

Proveedor 760 45

Los resultados obtenidos en los ensayos según la norma ISO 14125, son inferiores a los

proporcionados por el fabricante “Bond Laminates” para su gama de productos TEPEX® de la

cual proceden las probetas de ensayo.

Se repitieron los ensayos en 3 probetas más de CFRTP reforzado con fibra de carbono y los

resultados fueron prácticamente iguales, obteniendo un esfuerzo de flexión medio de 612MPa

en este nuevo lote. También se fabricaron 3 probetas más de fibra de vidrio, pero esta vez, se

realizaron con la geometría correspondiente a la clase III de la tabla 10. Es decir:

l = 60mm

L= 40mm

b= 15mm

h=2mm

En la figura 89 se muestra la configuración clase III para las probetas de CFRTP de fibra de

vidrio (L=40mm).

Figura 89: Probeta FV de Clase III

Las cargas obtenidas fueron mayores (298N, 333N y 341N) y los desplazamientos más cortos

(4.24mm, 6.23mm y 5.39mm). No obstante, el esfuerzo a flexión obtenido fue similar al

mostrado en la tabla 15 (324MPa).

En las figuras 90 y 91 se muestran los resultados de las probetas de FV de clase III obtenidos

del programa TestXpert.

Figura 90: Resultados gráficos de las probetas FV de Clase III

Figura 91: Tabla de resultados de las probetas FV de Clase III

Los resultados obtenidos son menores a los proporcionados por el fabricante. No obstante, se

aprecia repetitividad en todos los resultados, sin dispersiones considerables. A su vez, el

comportamiento en todos los ensayos ha sido lineal, mostrando graficas limpias, sin ruido ni

deslizamientos relativos. Así mismo, se han seguido las indicaciones de las normas ISO tal y

como define el proveedor. Por tanto, debemos aceptar estos valores como válidos.

Se reclamará al proveedor que demuestre, mediante ensayos visibles y estandarizados, para

que demuestre que sus datos son correctos. Además, pediremos certificados para aclarar que

propiedades deberían tener lotes de láminas que nos ha suministrado.

4.2.3 –Discusión de los resultados de los ensayos a tracción y flexión

Se puede concluir que los valores obtenidos son óptimos, y demuestran que los materiales

compuestos tienen grandes propiedades mecánicas, por encima de los aluminios y de gran

parte de los aceros, ofreciendo un aligeramiento que ningún otro material puede ofrecer con

la misma funcionalidad. Este aligeramiento es posible gracias a baja densidad de los materiales

compuestos, entre 6‐7 veces inferior al acero y entre un 40%‐50% menor que la del aluminio

(tabla 4).

En el ensayo de tracción se demuestra que los CFRTP son materiales con grandes propiedades

de resistencia ante altas tensiones. A su vez, queda demostrado en el ensayo de flexión que

ofrecen una gran flexibilidad, que los hace ideales para la absorción de vibraciones e impactos.

Una mezcla de propiedades que les hacen ideales para el uso en automoción.

Se ha podido apreciar en ambos ensayos que la fibra de carbono alcanza siempre valores de

carga superiores a los de fibra de vidrio, y su comportamiento es siempre lineal hasta alcanzar

una rotura frágil bajo cualquier solicitación a la que se le someta.

Por otro lado, los materiales de fibra de vidrio aportan una mayor flexibilidad y siguen

ofreciendo unos valores de resistencia a los esfuerzos superiores a toda la gama de aluminios,

e iguales o superiores a los aceros. En el ensayo a tracción, se ha podido observar que el

comportamiento es totalmente lineal hasta una rotura frágil, al igual que los composites de

fibra de carbono. Sin embargo, en el ensayo de flexión se alcanzan flechas mayores bajo un

comportamiento prácticamente lineal, aunque, antes de alcanzar el punto máximo, se aprecia

una reducción de pendiente hasta alcanzar el punto de carga máxima. A partir del cual, las

láminas se van rompiendo una a una hasta el fallo total, donde ya solo trabaja la matriz.

También hay que tener en cuenta que el material CFRTP, en el proceso de termoconformado,

se rigidizará. De esta forma, las propiedades a tracción serán aún mucho mayores. A su vez, el

material seguirá manteniendo propiedades de flexión mucho mayores que los aceros y

aluminio, pero no será tan flexible como en las probetas de material virgen.

Tal como preveíamos en los capítulos 1 y 3, existen las siguientes lagunas en las características

mecánicas suministradas por los fabricantes de CFRTP:

Fiabilidad: Deben indicar la cantidad de muestras sobre las que se han obtenido y la Norma

que han seguido.

Repetitividad: Deben indicar valores medios y extremos obtenidos y la desviación típica, así

como la probabilidad de que el valor de alguna de las partidas suministradas, esté por debajo

de los valores dados.

Además, las características proporcionadas por los proveedores no son suficientes para poder

analizadas la factibilidad del uso de los CFRTP en los elementos estructurales anti‐vibratorios.

Las grandes propiedades mecánicas demostradas en los ensayos realizados en composites de

matriz termoplástica reforzados con fibra continua, junto con la falta de información y estudios

de los CFRTP en el campo estructural‐anti‐vibratorio, nos alienta a seguir estudiando las

propiedades no analizadas todavía en este tipo de materiales, para poder analizar su

factibilidad en el uso de elementos estructurales de automoción con fines amortiguantes y

anti‐vibratorios.

4.3 – Adhesión entre CFRTP y caucho vulcanizado

4.3.1 – Introducción

En la familia de piezas en las que se pretende introducir los materiales CFRTP como material

rígido en sustitución de otros materiales (acero o aluminio), es fundamental que el nuevo

material a implementar sea capaz de adherirse al caucho, mediante una reacción química,

durante el proceso de vulcanización.

Como hemos explicado anteriormente, este tipo de piezas están siempre formadas por un

material, como acero o aluminio, que denominaremos rígido (“rigid substrate”). El rígido tiene

una función estructural, mientras que el caucho, aporta las propiedades elásticas de

amortiguación y anti‐vibración características de estas piezas.

Por tanto, la unión entre ambas partes tiene que ser lo suficientemente fuerte como para

aguantar todas las cargas a las que la pieza va a estar solicitada sin que ocurra un despegado.

En caso de despegado, aunque no se pueda apreciar visualmente, el comportamiento de la

pieza no será el deseado, produciendo fallos prematuros durante los ensayos de fatiga o de

durabilidad y comportamiento dinámicos no deseados en el vehículo.

Esta falta de unión, puede provocar que parte del caucho se separe de la parte estructural,

produciendo un fallo estructural severo en el entorno del vehículo, pudiendo afectar a toda la

estructura del amortiguador o a la suspensión.

4.3.2 – Estudios sobre la adhesión: Ángulo de Contacto

En términos generales, algunos estudios sobre la adhesión establecen que la medida de los

ángulos de contacto entre un líquido polar con las gomas es buena opción para determinar la

mojabilidad de la misma [38], y relacionan la mojabilidad de un material, entendida como la

capacidad que tiene un líquido de extenderse y dejar una traza sobre un sólido, con la buena o

mala disposición del material para el proceso de adhesión. Es decir, cuanto mayor sea la

mojabilidad de un caucho mayor será su capacidad de adhesión y viceversa (figura 92). [39 y

40]

Figura 92: Diferentes ángulos de contacto en función de la mojabilidad [41]

4.3.2.1 – Tensión superficial

En física, se denomina tensión superficial de un líquido a la cantidad de energía necesaria para

aumentar su superficie por unidad de área. Es decir, es la fuerza que actúa tangencialmente

por unidad de longitud en el borde de una superficie libre de un líquido en equilibrio y que

tiende a contraer dicha superficie. Esta definición implica que el líquido presenta una

resistencia al aumentar su superficie. La tensión superficial, junto a las fuerzas que se dan

entre los líquidos y las superficies sólidas que entran en contacto con ellos, da lugar a la

capilaridad. Como efecto tiene la elevación o depresión de la superficie de un líquido en la

zona de contacto con un sólido.

Las fuerzas cohesivas entre las moléculas de un líquido son las responsables del fenómeno

conocido como tensión superficial [42].

La tensión superficial de un sólido dado es una manifestación de las fuerzas intermoleculares.

El tipo más importante de fuerzas de atracción físicas son las fuerzas de atracción Van der

Waals [43]. Estas fuerzas son debidas a:

Fuerza entre dos dipolos permanentes. Si las interacciones son entre moléculas que

están polarizadas de manera permanente. También llamada, Fuerza polar o de

interacción de Keesom.

Fuerza entre un dipolo permanente y un dipolo inducido. Cuando un dipolo inducido

(esto es, un dipolo que se induce en un átomo o una molécula que de otra manera

sería no polar) interactúa con una molécula que tiene un momento dipolar

permanente. Esta interacción se conoce como fuerza de Debye.

Fuerza entre dos dipolos inducidos instantáneamente. Si las interacciones son entre

dos dipolos que están inducidos en los átomos o moléculas, se conocen como fuerzas

de London (por ejemplo, el tetracloruro de carbono)

4.3.2.2 – Mojabilidad

La mojabilidad es la capacidad que tiene un líquido de extenderse y dejar una traza sobre un

sólido. Depende de las interacciones intermoleculares entre las moléculas superficiales de

ambas sustancias. Se puede determinar a partir del ángulo que el líquido forma en la superficie

de contacto con el sólido, denominado ángulo de contacto; a menor ángulo de contacto,

mayor mojabilidad. [44]

La mojabilidad depende de las fuerzas intermoleculares de los materiales en contacto; las fuerzas adhesivas entre el líquido y el sólido provocan que el líquido se extienda por la superficie, mientras que las cohesivas del líquido hacen que éste se abulte y tienda a evitarla.

El ángulo de contacto “θ” es el ángulo que forma el líquido respecto a la superficie de contacto con el sólido, y está determinado por la resultante de las fuerzas adhesivas y cohesivas. Como la tendencia de una gota a expandirse en una superficie plana aumenta con la disminución del ángulo de contacto, este ángulo proporciona una medida de la inversa de la mojabilidad [45].

Un ángulo de contacto pequeño (< 90°) indica que la mojabilidad es muy alta, y el fluido se

extenderá sobre la superficie; ángulos de contacto grandes (> 90°) significan que la mojabilidad

es baja y el fluido disminuirá el contacto con la superficie, formando una gota compacta.

Tabla 17: Tabla de grado de mojabilidad según ángulo de contacto

Existen dos tipos principales de superficies sólidas con las que los líquidos pueden interactuar.

Tradicionalmente se han dividido en superficies sólidas de alta y de baja energía. Sólidos como

los metales, los vidrios y las cerámicas, se conocen como “sólidos duros” porque sus enlaces

químicos son muy fuertes. Por tanto, es necesaria una gran cantidad de energía para romper

dichos sólidos; se les denomina superficies de “alta energía”. La mayoría de los líquidos

moleculares presentan mojabilidad completa al estar en contacto con este tipo de superficies.

Por otro lado, entre las superficies de “baja energía” se encuentran los cristales moleculares

débiles, como los fluorocarbonos y los hidrocarbonos, en los que las moléculas se encuentran

unidas esencialmente por las interacciones entre las mismas, ya sea mediante puentes de

hidrógeno o fuerzas de Van der Waals. Este es el supuesto caso de los CFRTP, ya que la matriz

de los mismos está constituida por Nylon (PA6 o PA6.6). En este caso, la mojabilidad

dependerá del tipo de líquido escogido, pudiendo ser parcial o completa. [46, 47 Y 48]

(Ecuación 18)

cosθ = 1 + b (γ C − γ L V)

Las superficies de baja energía interaccionan con los líquidos principalmente a través de las

fuerzas de dispersión (fuerzas de van der Waals). Zisman observó que [49 y 50]:

El coseno del ángulo de contacto (cosθ) aumenta linealmente a medida que la tensión

superficial del líquido (γLV) disminuye.

La mojabilidad es mayor cuanto menor sea θ, y por tanto cuanto menor sea “γLV”. Se

define la tensión superficial crítica (γC) como la tensión superficial necesaria para que

la mojabilidad sea nula (cos θ = 1). Este término es un parámetro importante porque

depende solamente de las características del sólido.

Conociendo la tensión superficial crítica de un sólido, es posible predecir la mojabilidad que

tendrá una superficie:

La mojabilidad de una superficie está determinada por los grupos químicos de la parte

externa del sólido.

Las diferencias en la mojabilidad entre superficies que poseen estructuras similares se

deben al distinto empaquetamiento de los átomos. Por ejemplo, el empaquetamiento

de una superficie que posea cadenas ramificadas será peor que una que posea

cadenas lineales.

Ahora, si el líquido con tensión superficial “γ SL” descansa sobre un sólido ideal, la ecuación de

equilibrio se rige por la ecuación de Young (ecuación 19) [51,52, 53 y 54]:

Figura 93: Tensiones superficiales y ángulo de contacto

(Ecuación 19)

0= γSV ‐ γSL ‐ γLV cos θ

La ecuación de Young asume que la superficie es perfectamente llana, y en muchos casos la

rugosidad de la superficie y las impurezas causan una desviación en el ángulo de contacto en

equilibrio que predice la ecuación de Young. Incluso en una superficie perfectamente lisa se

asume que existe un amplio espectro de ángulos de contacto entre el más alto (avanzado) “θA”

y el más bajo (retrocedido) “θR”. El ángulo de contacto de equilibrio (θ) puede calcularse a

partir de θA y θR, lo cual fue demostrado por Tadmor [55].

La ecuación de Young relaciona las tensiones superficiales entre las tres fases: sólido, líquido y

vapor. A partir de las tres energías superficiales, predice el ángulo de contacto de una gota de

líquido en una superficie sólida. La ecuación también se puede aplicar si la fase vapor es otro

líquido, con la condición de que sea inmiscible con la gota del primer líquido.

En la definición de ySL y ySV, ninguna de las cuales podemos medir de forma conveniente y

fiable, existe la dificultad de que cualquier tensión de tracción existente en la superficie de un

sólido rara vez será un sistema en equilibrio. Las superficies de los sólidos rara vez están libres

de tensiones [56].

Otro enfoque evita especificar el campo de la fuerza intermolecular entre sólido y líquido y en

su lugar recurre a la termodinámica. Dupré [57] fue el que introdujo el trabajo reversible de

adhesión de líquido y sólido, WA, y su relación con γSV y γSL

(Ecuación 20)

WA= γSV + γLV ‐ γSL

Siendo WA la energía de adhesión por unidad de área de superficies sólido‐líquido en el medio

V.

Esta ecuación es simplemente la expresión termodinámica del hecho de que el trabajo

reversible de separar las fases líquida y sólida debe ser igual al cambio en la energía libre del

sistema.

Combinando la ecuación de Young y la de Dupré [58]:

(Ecuación 21)

WA = γLV (cos θ +1)

El ángulo de humectancia puede ser usado además para determinar la energía superficial,

siempre que otra energía superficial sea conocida. La ecuación puede ser reescrita de la forma

Young‐Dupré:

Si θ = 0° cos θ=1: WA = 2γLV =Wc líquido (sólido mojado completamente)

Si θ = 90° cos θ=0: WA = γLV = WA < Wc (sólido mojado parcialmente)

Si θ = 180° cos θ=‐1: WA = 0 liquid (sólido idealmente hidrofóbico)

Siendo Wc =2γLV, el trabajo necesario para separar en dos partes una columna de área unitaria

de un mismo líquido.

4.3.3 – Adhesión en automoción. Piezas de Caucho‐Metal

4.3.3.1 – Proceso de adhesivado.

Para conseguir una adhesión adecuada es necesario combinar tres factores: una adecuada elección del adhesivo para el tipo de goma usada, un acabado correcto de la superficie del material rígido a adhesivar así como un proceso correcto durante la aplicación del adhesivo. Es decir, a parte de la elección del adhesivo, es fundamental que la aplicación de las capas sea la adecuada tanto en espesor como en el método de aplicación, así como que no se produzca contaminación durante el proceso de aplicación del adhesivo, ni de la superficie sobre la que se va a aplicar el mismo.

4.3.3.1.1 – Tratamiento superficial

A parte de la correcta elección del adhesivo para que la reacción entre los componentes (el

sustrato rígido y el caucho) sea la adecuada, y la unión sea la deseada, es necesario tratar las

superficies del sustrato rígido para dejarlas en las mejores condiciones de rugosidad, tensiones

superficiales y mojabilidad, así como para limpiar la superficies de posibles grasas o aceites

que hayan podido utilizar los proveedores durante los procesos de fabricación de los

elementos rígidos. Mediante proceso en los que se aplican productos específicos a través de

baños con calor o corrientes, se desengrasa y se prepara la superficie. De esta forma, se deja

completamente limpia la superficie, eliminando cualquier tipo de contaminante o aceite con el

que ha podido ser mecanizada o tratada la pieza. A su vez, estos tratamientos, ofrecen

mejores acabados, facilitan la adhesión [59] y aportan características anticorrosivas. Los

principales tratamientos superficiales son:

FOSFATADO

En ciertas piezas de acero se aplica un pre‐proceso llamado fosfatado, que consiste en

introducir las piezas metálicas en un baño específico que aporta una capa superficial en toda la

pieza para facilitar una correcta adhesión, así como un correcto comportamiento en ensayos

de oxidación/corrosión realizados sobre la pieza acabada. Si este pre‐proceso no es adecuado,

puede ocasionar un despegado/rotura prematura, por esta capa de fosfatado, sin que se

rompa la goma ni las capas de adhesivo.

PRECINCADO.

Este tratamiento no es específico para conseguir un adhesivado mejor, si no que se aplica

cuando se necesitan conseguir ciertos requisitos en ensayos de corrosión en cámara de niebla

salina y que, por ahorro de costes u otro tipo de razones de diseño, no se puede aplicar un

cincado (post) una vez la pieza está terminada con el caucho vulcanizado.

CROMATIZADO

Este tratamiento, conocido como “Trivalent Chromium passivation” se aplica a chapas de

aluminio que no pueden ser granalladas debido a su pequeño tamaño o espesor, ya que se

podría doblar o destruir al meterlas en el bombo de la granalladora. Como los aluminios no

pueden ser fosfatados, de esta forma se consigue una preparación de las superficies ideal para

el posterior adhesivado.

GRANALLADO

El Arenado, Granallado o Chorreado abrasivo (“SandBlasting or ShotBlasting”), es la operación

de propulsar a alta presión un fluido, que puede ser agua o aire, o una Fuerza centrífuga con

fuerza abrasiva, contra la superficie del material deseado para eliminar material, limpiarla,

darle una rugosidad deseada o pulirla según el tamaño de la granalla. Esta fuerza abrasiva

puede aplicarse a través de pistolas o a través de la fuerza centrífuga del bombo, en el cual se

introduce la granalla y las piezas a tratar superficialmente (ver figura 94). En automoción se

emplea normalmente el granallado en bombo por su capacidad productiva.

Figura 94: 3D de una superficie tras el granallado

La granalla son pequeñas bolas o esquirlas de acero (hay de diferentes tamaños y materiales,

ver figura 95).Se presenta en forma de partículas redondas o angulares; su composición

química cuenta con un alto porcentaje de carbono y la gama de dimensiones está

comprendida entre 0,1 y 8 mm.

Figura 95: Granalla angular y redonda

Por sus características fisicoquímicas la granalla es el reemplazante ideal de las actuales arenas

cuarcíferas, que se utilizan en los trabajos de (arenados o chorreados) reduciendo al mínimo

los riesgos de enfermedades que produce la arena a los seres vivos y al medio ambiente

alrededor de la zona de trabajo, por los bajos índices de sílice que contiene. La granalla es un

excelente abrasivo y supera notablemente a las tradicionales arenas en trabajos de chorreado

(arenados), ya que rinde entre 35 a 40% más que estas y no genera el molesto polvo de los

arenados creando una atmósfera de trabajo más grata y segura

4.3.3.1.2 – Aplicación del adhesivo

Para una correcta adhesión entre goma y sustrato rígido se aplican varias capas de adhesivo

(ver figura 96). En el caso de metal con goma se utiliza una primera capa (“primer”) y una capa

de cobertura (“cover”). En el caso de gomas con materiales plásticos se utiliza una doble capa

de cobertura (“cover”).

Figura 96: Esquema unión adhesiva rígido/goma/rígido

La figura 97 corresponde a un “silentblock” cortado, bajo el microscopio, en la que se puede

observar la capa de adhesivo “primer” (gris) cuya función es hacer de unción entre el metal y la

capa de “cover” (negro). El “cover” al ser de color negro no se aprecia tan claramente en la

imagen. La función del esta última capa es proporcionar una correcta adhesión entre el

“primer” y el caucho (“rubber”).

Figura 97: Análisis de capas de adhesivado en un silentblock

Parar la aplicación de estas capas hay varios medios:

Aplicación manual con pistola

Aplicación automática o semi‐automática con spray

Aplicación por inmersión

“Dip spin”

En el proceso de adhesivado es muy importante que se aplique la cantidad correcta de

adhesivo en cada una de las capas. Una incorrecta aplicación de adhesivo puede provocar un

fallo en la pieza por adhesión debido a una falta de espesor de capa de adhesivo y, en algunos

casos, dependiendo del tipo de adhesivo puede ser que la pieza se comporte de manera más

rígida de lo deseado, debido a un exceso de capa de adhesivo.

Para cada uno de estos procesos de aplicación del adhesivo se configuran los parámetros de

tal forma que se aplique el espesor de adhesivo necesario en cada capa.

4.3.3.2 – Proceso de vulcanización La vulcanización es un proceso mediante el cual se calienta el caucho crudo en presencia de

azufre, con el fin de volverlo más duro y resistente al frío. El caucho natural sin curar es

pegajoso, se deforma fácilmente cuando está caliente, y es frágil cuando está frío. En este

estado, es un material pobre cuando es necesario un alto nivel de elasticidad. La razón de la

deformación elástica de caucho vulcanizado puede ser encontrada en su estructura química

(Fig. 98).

El caucho está compuesto por largas cadenas poliméricas. Estas cadenas se pueden mover de

forma independiente entre sí, lo que permite, al material, cambiar de forma. El

entrecruzamiento introducido por la vulcanización impide que las cadenas del polímero se

muevan de forma independiente. Como resultado, cuando se aplica un esfuerzo el caucho

vulcanizado se deforma, pero al cesar el esfuerzo el caucho vuelve a su forma original.

Figura 98: Estructura química del caucho vulcanizado [60]

Normalmente el entrecruzamiento químico es realizado con azufre, pero existen otras

tecnologías como los sistemas basados en peróxidos. Se suelen usar combinadamente con

agentes aceleradores y retardadores.

La vulcanización es generalmente irreversible, al igual que otros procesos de los plásticos

termoestables y en contraste con los termoplásticos (el proceso de fusión y solidificación) que

caracterizan el comportamiento de la mayoría de los polímeros modernos. Los principales

polímeros sometidos a vulcanización son poliisopreno (caucho natural) y caucho estireno‐

butadieno (SBR). La técnica y conjuntos de compuestos de curado (paquete de cura) se ajusta

específicamente para el sustrato y la aplicación. Los sitios de reacción (sitios de cura), son los

átomos de hidrógeno alílicos. Estos enlaces CH están al lado de enlaces doble carbono‐

carbono. Durante la vulcanización, algunos de estos enlaces CH son reemplazados por cadenas

de átomos de azufre que enlazan con un sitio de cura de otra cadena de polímero. Estos

puentes contienen entre uno y ocho átomos de azufre. El número de átomos de azufre en el

entrecruzamiento influye fuertemente en las propiedades físicas del artículo de caucho

terminado. Entrecruzamientos cortos dan a la goma mejor resistencia al calor. Enlaces

cruzados con mayor número de átomos de azufre dan a la goma buenas propiedades

dinámicas, pero menor resistencia al calor. Las propiedades dinámicas son importantes para

los movimientos de flexión del artículo de caucho, por ejemplo, el movimiento de una pared

lateral de un neumático en funcionamiento. Sin buenas propiedades de flexión estos

movimientos forman rápidamente grietas y, en última instancia, hacen que el artículo de goma

se quiebre.

Para conseguir estas reacciones químicas, el caucho se inyecta en el molde a alta presión y a

alta temperatura (160‐180ºC). Esta presión y esta temperatura se mantienen durante el

tiempo necesario para que la reacción tenga efecto. Este tiempo depende del volumen de

caucho a vulcanizar. En las piezas que vamos a estudiar, los tiempos de vulcanizado suelen ir

de 4 a 7 minutos.

Este proceso de vulcanizado ocurre a la vez que las reacciones entre el adhesivo y la goma, ya

que los elementos rígidos donde se ha aplicado el adhesivo, se introducen en el molde, se

cierra el molde y es entonces cuando se inyecta la goma a altas presiones y temperaturas.

Tanto el diseño del molde, como el control de este proceso de vulcanización, es fundamental

para una buena adhesión a parte de para una buena vulcanización de la goma, que es la

encargada de proporcionar el comportamiento mecánico deseado en la pieza.

Es fundamental elegir los puntos de inyección de la goma correctamente. Una mala disposición

o diseño de los puntos de inyección, puede acarrear que cuando la goma se inyecte a altas

presiones, se enfrente a la zona adhesivada y arrastre el adhesivo del rígido, acarreando que

una zona de la pieza no este adhesivada.

Otro punto importante en este proceso respecto a la adhesión es la reticulación del adhesivo.

La reticulación es una reacción química presente en la química de los polímeros. La

reticulación, de igual manera que la vulcanización o el curado, implica la formación de una red

tridimensional formada por la unión de las diferentes cadenas poliméricas homogéneas.

Cuando los elementos rígidos a los que se les ha aplicado el adhesivo son introducidos en el

molde, el molde ya está pre‐calentado a la temperatura de vulcanización. En caso de una falta

de control del proceso, si los componentes adhesivados se mantienen en el molde sin inyectar

la goma durante varios minutos, el adhesivo reticulará. Esta reticulación supone que el

adhesivo pierde sus propiedades provocando una mala o nula adhesión entre los elementos.

4.3.3.3 – Requerimientos y ensayo de adhesión en automoción.

Aunque el análisis de los ángulos de contacto y tensiones superficiales puede proporcionar en

ciertos casos una estimación teórica sobre la adhesión entre los componentes, este estudio, en

automoción no es suficiente y solo podría ser usado para facilitar una primera elección del

adhesivo o del sustrato rígido en caso de que haya elección.

En automoción, dado que la característica de adhesión es crítica en este tipo de piezas

estructurales formadas siempre por un “sándwich” de sustrato rígido y caucho vulcanizado,

todos los OEM (“Original Equipment Manufacturer”) y Tiers 1 (proveedor principal) siempre

exigen unos ensayos destructivos en la pieza final a cargas máximas hasta rotura, de tal forma

que tras la rotura se analiza si el fallo se ha debido por rotura de goma a cargas muy elevadas,

o debido a una falta de adhesión que ha producido una separación de la goma de la parte

rígida a cargas bajas.

En este tipo de ensayos se deben especificar por tanto las cargas mínimas de rotura a obtener en la pieza acabada y un porcentaje mínimo de rotura de goma. Este porcentaje de rotura en goma exigido suele ser como mínimo el 80%. Para analizar el porcentaje de rotura en goma se fabrican unas plantillas especiales para cada pieza, de tal forma que se puede conocer el porcentaje de cada tipo de rotura. La terminología de fallo de adhesión para analizar este tipo de piezas viene definida en la norma internacional ASTM [61]

“R” indica que el fallo es debido a una rotura del caucho (“R”=”Rubber”)

“RC” indica que el fallo se ha dado en la interfaz/unión entre el caucho vulcanizado y la capa “cover” de adhesivado.

“CP” indica que el fallo se ha dado en la interfaz/unión entre las capas “cover” y “primer” del adhesivado

“M” indica que el fallo se ha dado por falta de unión entre la capa “primer” y el metal (material rígido).

Cuando la rotura es consecuencia de varios tipos de fallo se define de la siguiente forma: Ejemplo ‐ “R‐50, RC‐50” significa que, aproximadamente el 50% del área total, muestra una rotura del caucho, mientras que el restante 50% ha sido debido a un fallo entre el caucho vulcanizado y la capa de adhesivado “cover”. En la figura 99 podemos ver una pieza de automoción (“silentblock”) a la que se ha realizado el ensayo específico de destrucción a cizalla definido por el cliente (un fabricante de automóviles). Se aprecia que la rotura se produce a 26,9 kN y que el tipo de rotura es R‐100. Esto significa que el 100% de la superficie de rotura se produce en el caucho vulcanizado y que no hay despegues ni rotura en las capas de adhesivo ( ni en de “cover” ni “primer”).

Figura 99: Ensayo de destrucción de un silentblock

4.3.4 – Análisis de la adhesión entre sustratos rígidos CFRTP y

caucho vulcanizado Los CFRTP en los que se centra el estudio de esta tesis están formados ambos por una matriz

termoplástica de poliamida (PA6 y PA6.6). Basándonos en la teoría del ángulo de contacto y la

mojabilidad, las poliamidas parecen adecuadas para la adhesión, en comparación al resto de

termoplásticos (Tabla 18).

La mayoría de los termoplásticos tienen una excelente resistencia a la absorción de humedad,

sin embargo, muchos de los polímeros de nylon (PA6 y PA6.6) absorben 20 veces más que

otros termoplásticos.

Tabla 18: Valores de absorción de humedad de materiales termoplásticos

Comparados con las resinas epoxy termoestables, las resinas termoplásticas ofrecen un

resistencia a la humedad superior.

No obstante, en el CFRTP, no solo influye el comportamiento de la matriz termoplástica, y hay

que tener en cuenta el alto volumen de refuerzo con fibra continúa, dispuesta en distintas

capas en el espesor de la matriz. Por tanto, las tensiones superficiales cambiarán con respecto

a la matriz termoplástica y a su vez hay que tener en cuenta el factor del fallo interlaminar.

Además, en el campo de la automoción, como hemos explicado en el apartado 4.3.3.3, los

ensayos de adhesión exigidos entre la adhesión del rígido y la goma son destructivos, y no es

suficiente un estudio de la mojabilidad en CFRTP [62] para demostrar la capacidad de unión

entre estos y el caucho vulcanizado.

Por ello, se van a realizar ensayos de destrucción en probetas de materiales CFRTP

adhesivados con goma vulcanizada.

Cada fabricante de automoción no solo define ensayos específicos para cada pieza

final sino que también tienen definidos ensayos en probetas para asegurar la adhesión

entre distintos componentes. ASTM o ISO también tienen normas que definen ensayos

de destrucción para analizar la capacidad de adhesión entre metales.

Se ha realizado una batería de pruebas en probetas que han permitido analizar el

diferente efecto que tienen los distintos tratamientos superficiales, adhesivos,

materiales compuestos y gomas en la adhesión.

Se han sometido los CFRTPs a las condiciones de vulcanización (altas presiones y

temperatura) lo que ha permitido analizar no solo si son capaces de proporcionar la

adhesión adecuada, si no si son capaces de aguantar los procesos de vulcanización a

los que han sido sometidos (las altas temperaturas, junto con la alta presión a la que

es inyectada la goma, puede que dañe la fina capa termoplástica que recubre las fibras

y dañe las fibras o la estructura del composite).

Las metodologías definidas, sirven como guía general aplicable a los materiales CFRTP

para poder realizar una selección de materiales a la hora de diseñar, conocer sus

propiedades ante uniones adhesivadas con elementos vulcanizados y se podrá utilizar

como ensayo de control de calidad.

4.3.5 – Aportaciones a la caracterización de la adhesión CFRTP/Caucho bajo un esfuerzo a tracción


Dada la importancia del ensayo de adhesión en este tipo de materiales y aplicaciones, y en

base a la falta de información disponible en la literatura sobre adhesión de CFRTP y caucho

vulcanizado, se definen en este apartado unas condiciones de ensayo óptimas para obtener

datos lo representativos, acordes a las exigencias requeridas por el sector automoción, que

nos permitan evaluar la capacidad de adhesión de esta nueva familia de materiales

innovadores (CFRTP) con el caucho vulcanizado.

El objetivo de este apartado es, aplicando la metodología expuesta, desarrollar una guía

general para poder ensayar y, de esta forma, poder caracterizar el comportamiento de una

unión adhesiva de materiales CFRTP con goma vulcanizada a tracción. A su vez, se utilizó esta

metodología creada para ensayar un gran abanico de combinaciones de probetas. De esta

forma, se demuestra la fiabilidad de la metodología definida en base a la repetitividad de los

resultados. A su vez, los resultados obtenidos de toda esta gama de probetas, sirven para

poder analizar la factibilidad del uso de los CFRTP en este tipo de uniones adhesivas con goma

vulcanizada.

Para realizar estudios de adhesión, para la realización de los ensayos, se ha trabajado con

materiales compuestos basados en una matriz termoplástica reforzada con fibras continuas,

tejidas de forma bidireccional ya que parecen las más apropiadas para sustituir el metal en

ciertas piezas, tanto por sus propiedades mecánicas como por su posibilidad de fabricación en

serie.

Los ensayos realizados en este artículo muestran el comportamiento del composite al

introducirlo en un molde e inyectarle goma que se vulcaniza sobre él y queda adherida al

mismo por la acción de los adhesivos industriales aplicados previamente. Estos ensayos

dejarán reflejado si se puede conseguir una unión suficiente y adecuada entre goma

vulcanizada y composite.

Todos estos ensayos nos aportan datos que actualmente no están disponibles y que son

necesarios conocer a la hora de realizar un diseño de piezas pertenecientes a esta gama de

productos.

También se proponen ensayos no reflejados en las normas de fabricantes de automoción, ni

en ASTM, ni en ISO, y que son adecuados para ensayar este tipo de material.

La metodología definida sirve como guía general aplicable a los materiales CFRTP para poder

realizar una selección de materiales a la hora de diseñar, conocer sus propiedades ante

uniones adhesivadas con elementos vulcanizados y se podrá utilizar como ensayo de control

de calidad.


Existen diferentes métodos de ensayo para conocer las propiedades de adhesión de la goma

con “rigid substrates”, algunos de estos métodos normalizados se muestran en la “standard”

ASTM D429. Estos métodos muestran procedimientos para ensayar estáticamente la adhesión

entre la goma y un material rígido (en la mayoría de los casos metálico). Como no se ha

desarrollado ninguna norma que defina métodos de ensayo para conocer las propiedades de

adhesión a tracción entre placas de composite termoplásticos reforzados con fibra continúa,

nos basaremos en la norma ASTM D429 [61], aun sabiendo que algunos de los métodos

descritos no se pueden aplicar directamente a las placas de composite.

Dentro de la norma mencionada se describen dos métodos de ensayo a tracción: el método A

y el método F.

Figura 100: Esquema probeta ASTM D429 Método A

Figura 101: Esquema probeta ASTM D429 Método F

Como se puede apreciar, estos métodos no se pueden aplicar directamente en placas de

composite ya que no se pueden realizar elementos roscados (como el tornillo de longitud E de

la figura 87) usando materiales CFRTP. Además, para realizar el método F es necesario

conseguir una superficie convexa sobre la que se inyecta la goma.

Por ello, desarrollaremos un nuevo método, utilizando las mismas condiciones de ensayo

definidas en el método A, pero modificando la probeta para adecuarnos a las limitaciones de la

placa de composite.

El molde empleado para estas pruebas es de una sola cavidad y ha sido diseñado por en la

empresa “CMP AUTOMOTIVE GROUP” en base a la probeta diseñada para esta metodología.

Para el desarrollo de la metodología, se han probado tres tipos de probetas diferentes, con

distintos tipo de amarre a la máquina. De esta forma se puede verificar la fiabilidad y validez

de cada ensayo para, finalmente, definir cuál es la probeta más adecuada para caracterizar la

adhesión a tracción de CFRTP con goma vulcanizada.

El ensayo consiste en aplicar un desplazamiento, a una velocidad constante, en los extremos

de las probetas, por donde están amarradas a la máquina de ensayo por un tornillo en cada

extremo. No obstante, como hemos adelantado anteriormente, no se puede fabricar una rosca

de material CFRTP, por tanto se realizará un agujero en las placas del CFRTP y se montara un

tornillo de acero para realizar las funciones de agarre.

Las máquinas de ensayo son del fabricante Zwick. La formulación de la goma, la mezcla de

adhesivo, el proceso de adhesivado y vulcanización de las piezas así como la realización de los

ensayos se han realizado en el centro técnico de la empresa “CMP AUTOMOTIVE GROUP”.

Para verificar la metodología de ensayo definida, se prueban diferentes adhesivos, los cuales

se han aplicado a pistola en cabina sobre las probetas de “composite” y sobre las de acero

antes de ser vulcanizadas.

Se estudian dos tipos de materiales CFRTP. La parte rígida de las probetas, se fabricaron de

fibra de vidrio con una matriz termoplástica de PA6 y de fibra de carbono con una matriz

termoplástica de PA6.6. Las cuales se han obtenido de láminas de la gama de productos

TEPEX® (ver tabla 8 y discusiones del apartado 4.2). En la tabla 19 se muestran las

características de transformación de dichos materiales.

Tabla 19: Características de transformación del material usado para las probetas

Los materiales rígidos CFRTP han sido desengrasados previamente al adhesivado mediante un

baño de tetracloroetileno.

En los siguientes ensayos de caracterización realizados se han utilizado dos gomas diferentes

con distinta composición y límite de rotura (ver tabla 20) para analizar el comportamiento del

composite bajo distintas condiciones. Utilizamos la goma con mayor tensión de rotura para

forzar al composite a romper y analizar sus posibles modos de fallo. No obstante, para no

añadir incertidumbres en los ensayos, se han utilizado dos gomas procesadas industrialmente,

y que se usan actualmente en elementos estructurales en automoción. Todas las probetas se

han fabricado con el mismo lote de goma para no introducir variables debido a una posible

variación en la composición entre dos lotes de goma diferente.

Tabla 20: Propiedades de las gomas utilizadas

Material Tensión de rotura Alargamiento

[MPa] [%]

Goma ‐ 1 402 3,1

Goma ‐ 2 405 2,2

Basándonos en la reometría de la goma a usar, así como en el volumen de goma a inyectar

según el tipo de probeta, se ha vulcanizado a la temperatura y tiempo óptimos para evitar

fallos, como faltas de llenado o comportamientos de la goma no deseados.

Como se puede apreciar, no aparece definida la tensión interlaminar mínima de las placas del

material compuesto en las tablas de propiedades proporcionadas por el proveedor (tablas 8 y

19). Además, ningún proveedor de material compuesto termoplástico facilita en sus tablas las

propiedades de adhesión composite/goma, ni define qué tipo de preprocesado o adhesivo

recomienda usar para este proceso.

4.3.5.3.1 – Resultados con probetas tipo A

Al ser necesario ensamblar el sándwich formado por composite/goma/composite a las

máquinas de ensayo, se introdujo inicialmente un inserto de acero roscado con interferencia y

una base plana cilíndrica de Ø18mm sobre la que se apoyaba la placa de composite (ver figura

102).

Se realizaron probetas tanto de fibra de vidrio como de fibra de carbono con las dimensiones

de la figura 102.

Las probetas de material compuesto termoplástico reforzado con fibras continuas

bidireccionales se trataron inicialmente introduciéndolas en un baño de tetracloroetileno para

limpiar y preparar la superficie sobre la que se iba a aplicar el adhesivo.

Se aplica a las probetas una doble capa de adhesivo “Cilbond 24”. Este tipo de adhesivo es el

que se usa en insertos de poliamida, sobre los que no se aplica la capa “primer”, sino una

doble capa de negro (“cover”).

Para que el inserto de acero no influyera en la carga de adhesión y el valor registrado fuese

únicamente debido la acción del adhesivo entre el composite y la goma, no se adhesivó ni se

trató previamente.

Las probetas se vulcanizaron a 165°C durante 6’ con la goma de caucho natural (NR) que

llamaremos “Goma‐1”. Como el objetivo es conocer los límites de adhesión entre

composite/goma, la elección de la goma‐1 es debida a sus altas propiedades mecánicas, ya que

tiene una carga de rotura alta para este tipo de material (26MPa) de tal forma que, durante los

ensayos, forzamos al CFRTP o a la capa de adhesivo que rompan antes que la goma. Esto nos

permite conocer los límites de rotura debido al composite y al adhesivo y no debido a la goma.

Antes de iniciar el ensayo se hace fuerza cero tras aplicar una precarga de 50 Newton (50 N).

De esta forma se tensa la probeta antes de empezar el ensayo. Una vez precargada, se le aplica

un desplazamiento en tracción a velocidad constante.

Figura 102: Probeta tipo A. Ensayo adh. tracción

La probeta antes de la realización del ensayo puede verse en la figura 103.

Figura 103: Probeta tipo A de Fibra de Vidrio

Los resultados del ensayo se muestran en la figura 104.

Figura 104: Resultados ensayo con probeta tipo A

En la figura 105, se muestra la parte superior de las probetas tras su rotura.

Figura 105: Resultados del primer ensayo (probetas A)

Se observa que el composite se ha roto debido a la acción del inserto integrado de acero que

se le ha añadido para realizar la unión con la máquina de ensayo.

Este tipo de fallo no es válido para este ensayo puesto que la rotura no ha sido debida a una

falta de adhesión, a una rotura por el adhesivo a altas cargas, una rotura interlaminar del

CFRTP o una rotura de goma. Estos son los tipos de fallos validos puesto que se quiere

caracterizar la propiedad de adhesión de los CFRTP con goma vulcanizada bajo una carga a

tracción. En cambio, el fallo que nos encontramos es debido a una concentración de tensiones

debida al diseño de los insertos de sujeción.

Este tipo de fallo se podría eliminar ampliando la superficie de apoyo del inserto integrado de

acero. En la figura 102 se muestra que la base actualmente es de diámetro 18mm. Al ser tan

pequeña esta base la superficie es menor y se crea una mayor concentración de tensiones. A

su vez, al crearse esta concentración de tensiones tan cerca del agujero central del composite,

es fácil que se creen y propaguen las grietas desde el mismo. Aumentando la base del inserto

metálico, tendremos una mayor superficie de trabajo y evitaremos que se cree una

concentración de tensiones cerca del agujero del composite.

En el caso de la probeta de acero este modo de fallo no existe puesto que la rosca y la probeta

forman parte de un solo elemento (ver figura 106), cosa que no es posible con los materiales

CFRTP.

Figura 106: Probeta de acero granallada

En la gráfica de la figura 104 se puede observar el comportamiento de las probetas de

composite (figura 103) comparadas con una probeta de acero granallada con bolas de acero

antes de adhesivar. La carga de rotura en la probeta de acero no es tan grande como debería

porque para una correcta unión entre el acero y la goma es necesario aplicar una capa

“primer” (gris) y una capa “cover” (negro) y en este caso, con el fin de comparar, se aplicó al

igual que en las probetas de composite doble capa “cover” de C24. Las tres probetas (la de

acero y la de “composite”) tienen las mismas dimensiones, la misma goma y los mismos

parámetros de vulcanizado.

4.3.5.3.2 – Resultados con probetas tipo B

El concepto es el mismo que en el primer ensayo (probetas tipo A), pero esta vez se aumenta

el diámetro de la base del inserto metálico de Ø18mm a Ø34mm, para evitar que la placa de

composite se rompa debido a la aparición de tensiones, producidas por aplicar una carga sobre

el composite con una superficie muy pequeña.

Se utilizan los mismos materiales CFRTP que en el ensayo con probetas tipo A, el mismo

tratamiento pre‐adhesivado, el mismo tipo de adhesivo (doble capa de Cilbond 24), la misma

goma (goma‐1) y mismo tiempo de vulcanizado. Tampoco se aplicó adhesivo en el inserto

metálico para que no influyera en la carga de adhesión “rubber – composite”.

En la figura se muestran los resultados del ensayo proporcionados por la máquina de ensayo‐

Figura 107: Gráficas ensayo con probetas B

Estos valores son los obtenidos por la máquina de ensayo y corresponden a la carga máxima

registrada, y al desplazamiento alcanzado en ese punto. Como se puede apreciar en la gráfica

de la figura 107, estos valores no son reales para las probetas de fibra de carbono (“CF”) ya

que, la probeta CF‐1, empieza a romperse a los 10,5mm y el resultado de la maquina marca

16,12mm. Esto es debido a que la rotura ha creado una forma de diente de sierra, y en uno de

los picos se ha superado mínimamente el punto alcanzado en el primer pico “máximo”. Lo

mismo ocurre con la probeta CF‐2, cuyo desplazamiento en la primera rotura se sitúa en torno

a 7mm.

Esta forma de rotura ocurre porque el fallo es una rotura interlaminar (ver figura 108). De tal

forma que se van rompiendo las láminas poco a poco, dando lugar a la forma de la gráfica de la

figura 107.

Figura 108: Resultados ensayo con probetas tipo B

Este ensayo (con probetas tipo B) sí permite conocer las limitaciones de adhesión

composite/goma y nos permite obtener una aproximación de la fuerza interlaminar del

composite. Sobre todo en la de fibra de carbono, tal y como se ve en la figura 108, la rotura ha

sido en torno a un 75% interlaminar. Se ha producido rotura entre las sucesivas capas que

componen la placa de composite, dando lugar a la gráfica en diente de sierra. Esta separación

entre capas ha sido la que ha producido en su mayoría la rotura, pero el adhesivo seguía

cumpliendo su función.

Se aprecia claramente el porcentaje de rotura de goma y de rotura interlaminar. Seguimos la

nomenclatura definida en la norma ASTM para definir el tipo de fallo. No obstante, como la

norma ASTM está destinada a aceros, no aparece definida una nomenclatura para el fallo

interlaminar. Usaremos a partir de ahora “I” para definir el modo de fallo producido por rotura

interlaminar del CFRTP:

Probeta CF 1: “R‐25, I‐75”

Probeta CF 2: “R‐20, I‐80”

EL CFRTP reforzado con fibra de vidrio ha soportado mejor la carga y la rotura ha sido en su

mayoría por goma.

Probeta GF 1: “R‐60, I‐40”

Probeta GF 2: “R‐55, I‐45”

En este caso, ha sido más difícil obtener porcentajes bien definidos ya que, como se observa

en la figura 109, hay pequeñas áreas dispersas de rotura de goma que se entremezclan con

pequeñas áreas de rotura interlaminar.

Figura 109: Fibra carbono probeta tipo B

En ambos casos el adhesivo ha actuado perfectamente y no se observan despegues.

4.3.5.3.3 – Resultados con probetas tipo C

Se define un tercer ensayo en el cual la zona de unión entre la probeta de goma y composite

con la máquina de ensayo se realiza a través de la zona exterior de la lámina circular de

composite. Por tanto, este caso sería la inversa al ensayo anterior.

Es decir, esto que toda la goma vulcanizada esta adhesivada y en contacto con la totalidad de

la superficie de las probetas de CFRTP, sin que exista ningún elemento externo (elemento de

fijación de acero) que aporte una discontinuidad en la zona de adhesión, ni que impida que la

goma se adhiera al CFRTP en toda la superficie.

La lámina de composite se anclaba por medio de dos medias lunas (ver figura 110) a un inserto

cilíndrico de acero con una rosca en una de las caras para anclarlo a la máquina.

Figura 110: Utillaje para probetas tipo C

Los parámetros de vulcanización, la goma, las capas de adhesivo, asÍ como las condiciones de

ensayo son las mismas que en los ensayos anteriores.

PARAMETROS TIPO 1:

Tabla 21: Parámetros de vulcanizado probetas C, goma 1 y 2x CB 24

Material CFRTP

Goma Adhesivo Vulcanizado

Primer Cover Tiempo Temperatura

GF & PA6 Goma 1 CB 24 CB 24 6' 165°C

CF & PA6.6 Goma 1 CB 24 CB 24 6' 165°C

Las probetas, al igual que en casos anteriores, han sido desengrasadas antes de la aplicación

de adhesivo.

Los resultados se muestran en la figura 111.

Figura 111: Resultados Ensayo 1 ‐ Probetas C

En al figura 112 se mmuestran las probetas tras la finalizacion del ensayo.

Figura 112: Modo de fallo de las probetas tipo C – PARAMETROS TIPO 1

Los valores de carga alcanzados son elevados y, se peude apreciar en la figura 11, que no ha

habido fallo interalminar o debido a una falta de adhesivo, si no que, las placas de CFRTP, se

han roto en la zona de sujeción del utillaje debido a la concentracion de tensiones.

Estos resultados, en base a las cargas altas, son positivos ya que en caso de que el CFRTP no

ofreciera propiedades d adhesion optimas, se hubiese producida rotura antes debida a una

falta de adhesion (despegue).

Analizando las figuras 107 y 111, se observa que, en el ensayo con probeta tipo C con fibra de

carbono, la carga máxima se ha elevado comparado con el ensayo en probeta B. Esto deja

entrever que el resultado de 5.6kN obtenido en los ensayos con la probeta tipo B de fibra de

carbono es debido a que el área adhesivada en contacto con la goma era demasiado pequeña,

produciendo grandes tensiones que desencadenaban una rotura interlaminar prematura.

PARAMETROS TIPO 2:

Después de analizar los resultados obtenidos, se aprecia que el ensayo con la geometría de

probeta tipo C es más fiable que con los ensayos anteriores. Por ello se decidió realizar más

probetas tipo C, pero probando en este caso con otro tipo de adhesivo. La goma y el resto de

los parámetros y tratamientos siguen siendo los mismos, así como la geometría de la probeta y

las condiciones de ensayo.

Tabla 22: Parámetros de vulcanizado probetas tipo C, goma 1 y C12 + 612E

Material CFRTP

Goma Adhesivo Vulcaniado

Primer Cover Tiempo Temp

GF & PA6 Goma 1 CB 12 PC6012E 6' 165°C

CF & PA6.6 Goma 1 CB 12 PC6012E 6' 165°C

Los resultados se muestran en la figura 113:

Figura 113: Resultados Probeta C – PARAMETROS TIPO 2

En la figura 114 se muestra el tipo de fallo en la probeta de fibra de vidrio. A la izquierda se

muestra la parte inferior (parte amarrada a la base de la máquina de ensayo) de la probeta y a

la derecha la parte superior (sobre la que se aplica el movimiento).

Figura 114: Modo de fallo de la probeta tipo C PARAMETROS 2 – Fibra de Vidrio

EL modo de fallo en las probetas ha sido siguiente:

GF + PA6.6 I‐40, R‐30, RC‐30

CF + PA6 I‐80, RC‐10, R‐10 Se observa que los resultados son similares a los del ensayo con los “parámetros tipo 1”. Sin

embargo, en este caso empiezan a aparecer fallos en el adhesivo y goma, aunque sigue

predominando el fallo interlaminar en torno a 10kN.

En este caso es normal que puedan aparecer fallos de adhesión ya que hemos utilizado un

primer y un cover en vez de una doble capa de cover. Esta combinación no es la más adecuada

para poliamidas. Sin embargo, la hemos aplicado para forzar fallos compuestos y poder

analizar el CFRTP bajo distintas combinaciones. Además, al ser un CFRTP, y no una poliamida

pura, es necesario probar diferentes combinaciones para asegurar que se está utilizando la

combinación adecuada de adhesivos para este tipo de nuevos materiales.

PARAMETROS TIPO 3:

Se decidió hacer una prueba con la misma combinación de adhesivos, los mismos materiales

compuestos y el mismo tratamiento a las probetas (baño de tetracloroetileno pre‐adhesivado)

pero cambiando el tipo de goma. En este caso la goma es NR+BR (natural rubber (NR) and

“polybutadiene rubber” (BR)), de dureza algo inferior (55‐59 ShA) y con una carga de rotura

inferior a la Goma‐1 que está compuesta solo por NR. De esta forma, es más fácil que las

probetas rompan por goma antes que debido a una rotura interlaminar. Denominaremos a

esta goma: goma‐2

Las condiciones de ensayo son las mismas.

Tabla 23: Parámetros de vulcanizado probetas tipo C, goma 650500 y C12 + 612E

Material CFRTP

Goma Adhesivo Vulcaniado

Primer Cover Tiempo Temp

GF & PA6 Goma 2 CB 12 PC6012E 6' 165°C

CF & PA6.6 Goma 2 CB 12 PC6012E 6' 165°C

Los resultados se muestran en la figura 115:

Figura 115: Resultados probeta tipo C PARAMETROS 3

En la figura 116 se muestra el tipo de fallo en la probeta de fibra de carbono. A la izquierda se

muestra la parte inferior (parte amarrada a la base de la máquina de ensayo) de la probeta y a

la derecha la parte superior (sobre la que se aplica el movimiento).

Figura 116: Modo de fallo de la probeta tipo C PARAMETROS 3 – Fibra de Carbono

El modo de fallo en las probetas ha sido siguiente:

GF + PA6.6 R‐80, RC‐20

CF + PA6 RC‐70, R‐30 Se observa que la pendiente es diferente, es decir el producto formado por el conjunto

composite/goma/composite es menos rígido (kN/mm) debido a que la dureza de la goma

usada es inferior a la goma‐1. Esto quiere decir que para el mismo valor de carga, el

desplazamiento será mayor. Analizando los resultados y comparándolos con los de parámetros

anteriores queda corroborada esta afirmación.

En este caso, aunque la carga final es del rango de los valores obtenidos en los ensayos con

probetas tipo C y parámetros 1 y 2, la rotura es totalmente diferente y rompe antes la goma

que el composite. Este resultado es el que esperábamos ya que la carga de rotura de la goma‐2

es inferior a la de lagoma‐1 usada en los ensayos descritos anteriormente.


Como se ha comentado en el apartado 4.3.5.3.1, con las probetas tipo A no fue posible evaluar

la carga de adhesión,ni el tipo de rotura entre la goma y el sustrato rígido, debido a que el

inserto provocó la rotura de la placa superior de “composite” antes de que se produjese el

despegue o rotura de goma

El ensayo con probetas tipo A no es válido para analizar el comportamiento del composite

adhesivado con goma vulcanizada. La superficie del inserto interior era demasiado pequeña,

produciendo tensiones muy altas que ocasionaban grietas en las placas de composite,

permitiendo que el inserto se extrajera durante el ensayo.

Sin embargo, aunque el método de ensayo propuesto no es válido para analizar las

propiedades de adhesivado; sí podría ser válido para analizar las uniones de piezas tipo “top

mount” con chapas metálicas embebidas en goma y con uniones roscadas, cuando estas

chapas de acero se sustituyan por chapas de composite, con el objetivo de aligerar el peso (ver

figura 117).

Todos estos datos obtenidos nos abren el campo de visión para el diseño de piezas de

automoción formados por chapas de acero conformado y que pueden contar con insertos

roscados o tuercas dispuestos en las chapas de acero y embebidas en goma..

Figura 117: “Top Mount” Ford Focus©

En el ensayo con probetas tipo B se amplió la superficie del inserto y se consiguió obtener

resultados de rotura de goma e interlaminar, lo que demostró que, tanto el adhesivo como el

tratamiento previo de la placa de composite, eran los adecuados para este tipo material. Sin

embargo, la superficie adhesivada era muy reducida y tenía forma de corona circular, lo que

implicaba una discontinuidad en el área y el inserto intervenía en el ensayo, por tanto los

valores obtenidos no deben considerarse representativos ya que no son fiables.

Tabla 24: Comparación resultados A‐B

Probeta Fmax (Ø18mm) Fmax (Ø34mm) Incremento

GF & PA6 4,5 kN 10 kN 122%

CF & PA6.6 4,1 kN 5,6 kN 36,6%

Se aprecia un aumento de la carga en gran medida entre el primer y el segundo ensayo

Finalmente, se depuró el método hasta llegar al método de ensayo con probetas C. En dicho

método no existía ningún inserto que interviniera en el ensayo o en la zona de adhesión

composite/goma y por tanto con una mayor área adhesivada, la cual era un círculo perfecto,

siendo más parecida al ensayo tipo A del ASTM D429.

Con dicho método, los resultados fueron positivos a priori, por lo que se decidió probar con

distintos tipos de adhesivo y goma. Todos los resultados obtenidos fueron similares en cada

caso, con una dispersión muy baja.

Inicialmente se usó una goma con una carga de rotura alta y se aplicó doble capa del adhesivo

Cilbond 24, manteniendo unos espesores de capa óptimos. La carga obtenida estuvo situada

entre 10.2‐11.2kN para ambos tipos de material, sin embargo la rotura de la probeta de fibra

de carbono y PA 6.6 fue interlaminar en el 100% de la superficie adhesivada. En el caso de la

probeta con fibra de vidrio, la carga fue ligeramente superior a la de fibra de carbono, pero

esto ocasionó la rotura de la placa de material compuesto sin ocasionar despegues ni rotura de

goma.

Manteniendo las mismas condiciones de ensayo, los mismos materiales compuestos y la

misma goma, decidimos aplicar una combinación de adhesivos diferente. Esta combinación de

adhesivos no se usa en poliamidas ya que consta de un “primer” (gris) que se usa en metales y

un “cover” (negro) que no es propio para este tipo de materiales. A priori esto debería

favorecer una rotura por adhesivo antes que interlaminar.

Efectivamente, con esta combinación de adhesivos, aunque la principal forma de rotura es

interlaminar aparece en segundo lugar rotura por despegue del adhesivo. No obstante las

cargas obtenidas, aunque ligeramente inferiores, son parecidas al caso con probeta tipo C y

doble capa de Cilbond 24 aunque el tipo de rotura sea totalmente diferente.

Se aprecia que en todos los ensayos realizados, el material termoplástico de matriz PA6.6

reforzado con fibra de carbono es más propenso a una rotura interlaminar, ya que en todos los

casos se produce antes o en un mayor porcentaje comparado con el de fibra de vidrio.

En el último caso, se mantuvo esta combinación de adhesivos (C12 + PC6012E) y se cambió la

goma. Esta goma‐2 usada tiene un límite de rotura inferior a la goma‐1 y es ligeramente más

blanda.

En este caso, la carga alcanzada no varía pero se puede apreciar que los desplazamientos son

mayores. Esto es debido a que la goma era más blanda y por tanto la rigidez de la probeta era

menor. Se puede apreciar claramente que en este caso la rotura interlaminar prácticamente

no ocurre, simplemente se aprecian un par de puntos en los que se ha quedado incrustada la

fibra pero que no llega ni a un 5% de la superficie. El mayor porcentaje de rotura es por goma y

no aparece rotura interlaminar, lo que indica que la tensión de rotura de la goma era similar o

ligeramente inferior a la tensión de rotura interlaminar del material compuesto.

Analizando todos los resultados en su conjunto podemos afirmar que el método de ensayo con

la probeta tipo C es el adecuado para analizar el potencial de unión mediante adhesivo entre el

material compuesto y la goma.

Tabla 25: Resultados de ensayos

Test Spec.

Goma Adh. Rigido Despl. (mm)

Carga (kN)

A.Total (mm2)

A.Adh. (mm2)

Tension (Mpa)

Fallo

ASTM Goma 1 2x C24 Acero 32 13,8 1963.5 1963.5 7,02 R60, RC 40

A Goma 1 2x C24 GF+PA6 19.44 4.5

1963.5 1709 2,63 Composite

CF+ PA6.6 15.17 4.09 2,39 Composite

B Goma 1 2x C24 GF+ PA6 21.7 9.85

1963.5 1055 9,33 R-60 , I-40

CF+ PA6.6 8.8 5.65 5,33 I-75 , R-25

C Goma 1 2x C24 GF+ PA6 53.14 11.25

1963.5 1963.5 5,73 Composite

CF+ PA6.6 49.24 10.12 5,15 I-100

C Goma 1 C12+

PC6012E

GF+ PA6 45.34 9.68 1963.5 1963.5

4,93 I-40,RC-30,R-30

CF+ PA6.6 55.11 10.51 5,35 I-80, RC-10, R-10

C Goma 2 C12+

PC6012E

GF +PA6 59.98 10.54 1963.5 1963.5

5,36 R-80, RC-20

CF+ PA6.6 66.02 11.59 5,9 R-70, RC-30

Podemos concluir que el límite de adhesión queda acotado por la resistencia interlaminar del

composite y cuyo valor para este ensayo se encuentra en torno a 11kN o 5,4MPa para ambos

materiales compuestos. En caso de que la combinación y la aplicación de adhesivos sea la

correcta, y la goma tenga una carga de rotura alta, la carga máxima quedará marcada por la

rotura interlaminar. En caso de que el adhesivado no sea el correcto, o la goma tenga una

carga de rotura baja, la carga de rotura será inferior.

También queda confirmado que el tratamiento previo aplicado a las placas (desengrase para

limpiar la superficie) y la aplicación de doble capa de Cilbond 24 es el idóneo para este

material.

En el caso de las poliamidas se pide una rugosidad mínima de la superficie de aplicación del

adhesivo y no se aplica ningún tratamiento previo como el granallado. En este caso tampoco

hemos realizado pruebas con probetas granalladas ya que podríamos eliminar la capa de

matriz externa y dañar las fibras embebidas. Además, a la vista de los resultados obtenidos,

incluso aunque existiera un tratamiento superficial previo al adhesivado, la carga de rotura no

aumentaría, ya que en todo caso se produciría la rotura interlaminar en torno a 11kN.

Los valores de la carga alcanzados en este ensayo tipo C no son comparables con los resultados

obtenidos en el ensayo de destrucción de una pieza de automoción, ya que en este tipo de

destrucciones el espesor de la goma es menor y la geometría de la pieza hace que la carga de

rotura aumente. Además, tanto la goma como el rígido trabajan normalmente a cizalla en los

elementos estructurales anti‐vibratorios. Esto hace prever que los resultados en pieza final,

utilizando CFRTP, deberían ser los requeridos, puesto que será más difícil que se produzca una

rotura interlaminar que es la que nos limita el valor de la carga máxima en estos ensayos a

tracción.

En el mundo de la automoción es común utilizar piezas de poliamida con caucho en ciertos

productos, y está demostrado que, utilizando el adhesivo adecuado según el tipo de goma y

pieza, se consigue una adhesión óptima. Sin embargo, no era conocido el comportamiento de

un material compuesto reforzado con fibras continuas. Lo que se ha visto tras este estudio es

que el único problema existente es la rotura interlaminar a tracción. Sin embargo, en piezas

como ““Top Mount”” o “silentblocks” este problema desaparecerá cuando se realice el ensayo

de destrucción/adhesión en pieza acabada, ya que trabajará a cizalla, lo que disminuirá las

posibilidades de una rotura interlaminar. A su vez, la geometría de goma en la pieza final

ayudará a aumentar la carga de destrucción.

Para poder acercarnos más a las solicitaciones reales bajo las que trabaja la unión goma/rígido

en el vehículo, se deberán realizar ensayos específicos de adhesión a cizalla para asegurar que

en esta dirección se comportará de acuerdo a los criterios de aceptación para poder ser

integrada en dichos productos.

El estudio de la adhesión goma/CFRTP bajo solicitaciones a cizalla se estudia en el apartado

4.3.6

4.3.6 – Aportaciones a la caracterización de la adhesión CFRTP/Caucho bajo un esfuerzo a cizalla


El objetivo de este apartado es crear una metodología que pueda ser utilizada como guía

general para poder ensayar y poder caracterizar el comportamiento de una unión adhesiva de

materiales CFRTP con caucho vulcanizado bajo un esfuerzo a cizalla. A su vez se utiliza esta

metodología creada para ensayar un gran abanico de combinaciones de probetas CFRTP,

tratamientos superficiales y gomas para demostrar la fiabilidad de la metodología definida y a

su vez analizar los resultados. Los resultados obtenidos, junto con los resultados del apartado

4.3.4 (ensayo de adhesión a tracción) nos permitirá establecer si el uso de este tipo de

materiales es factible en componentes estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación con

goma vulcanizada en lo que a características de adhesión se refiere.

Para los ensayos se ha utilizado la misma gama de productos CFRTP definidos en el apartado

4.3.4 de este documento (ver las propiedades en la tabla 8 y discusiones del apartado 4.2)

La metodología definida nos servirá como guía general aplicable a los materiales CFRTP para

poder realizar una selección de materiales a la hora de diseñar, conocer sus propiedades ante

uniones adhesivadas con elementos vulcanizados y se podrá utilizar como ensayo de control

de calidad.


En base a los resultados del apartado 4.3.5 y a que la matriz de los composites sigue siendo

poliamida, se utilizó únicamente un tipo de adhesivado en todos los ensayos (Cilbond 24)

aplicado aplicadas en doble capa con pistola sobre las probetas de “composite”, en una cabina

antes de ser vulcanizadas.

En los ensayos se han utilizado dos gomas diferentes con distinta composición y límite de

rotura. Para no añadir incertidumbres en los ensayos se han utilizado dos gomas procesadas

industrialmente y que se usan actualmente en elementos de automoción. Todas las probetas

se han hecho con el mismo lote de goma para no introducir variables debido a una posible

variación en la composición entre dos lotes de goma diferente. Las gomas son las mismas que

las usadas en el apartado 4.3.5. Las características de la goma‐1 y goma‐2 se muestran en la

tabla 20 de este documento.

Al igual que en el apartado 4.3.5, las probetas se han vulcanizado en un molde de una sola

cavidad, y los parámetros de ensayo se han definido en base al estudio geométrico de la goma,

y al volumen de goma inyectada en cada prensada; de tal forma que se obtenga un proceso

óptimo con repetitividad y máxima calidad en cada una de las probetas sin fallos de

vulcanización. Las probetas se han vulcanizado a 165°C durante 6’

Existen diferentes métodos de ensayo para conocer las propiedades de adhesión de la goma

con “rigid substrates”, algunos de estos métodos normalizados se muestran en la norma ASTM

D429. Sin embargo, estos métodos están definidos para acero. Además, en esta norma no hay

ningún ensayo cuasiestático a cortadura pura, por lo que hemos definido un ensayo propio

para caracterizar esta propiedad. Para ello, nos hemos basado en las siguientes normas:

ASTM D1002[63]:se utiliza comúnmente para medir la resistencia a cizalla de los

adhesivos que se utilizan para unir metales,

ASTM D3163 [64]: para adhesivos que unen sustratos de plástico rígido

ASTM D3164 [65]: adhesivos plásticos que se utilizan para unir sustratos de plástico y

metal

ASTM D5868 [66]: Método Normalizado para ensayar la adhesión al cizallamiento para

plásticos con fibra corta.

Todas estas especificaciones utilizan un diseño de probeta “single‐lap” (Fig. 118) para

determinar la resistencia al corte por cizalla de los adhesivos. No obstante todas las normas

hacen referencia a adhesión directa entre dos rígidos mediante un adhesivo.

Figura 118: Probeta “single lap2 (rígido/adhesive/rígido)

Para realizar la caracterización deseada de la unión CFRTP/Goma/CFRTP, redefinimos la

probeta en base a nuestras necesidades de estudio. La probeta diseñada y utilizada se muestra

en las figuras 119 y 120.

Figura 119: Probeta propuesta CFRTP/adhesivo/goma/adhesivo/CFRTP

Figura 120. Dimensiones de la probeta propuesta

Para realizar el ensayo es necesario el siguiente equipamiento:

1. Máquina de ensayo universal (máquina de ensayo a tracción) con las siguientes especificaciones mínimas:

Servo‐control para mantener la velocidad constante durante todo el ensayo

La carga de rotura de las probetas debería situarse entre el 15 y el 85% de la capacidad de la máquina.

Para los ensayos se ha usado una máquina del fabricante Zwick que cumple dichos

requisitos.

2. Software capaz de controlar la máquina de ensayo, grabar las gráficas, los picos de

carga y máximos desplazamientos. Para el ensayo se ha utilizado el Test Xpert –

Testing software de Zwick.

3. Mordazas con superficie moleteada en la zona de agarre de la probeta. Las mordazas

utilizadas son del fabricante Instron (figura 121).

Figura 121: Realización del ensayo en probetas de acero

La realización del ensayo consiste en aplicar un desplazamiento a una velocidad constante

hasta la rotura de la probeta para su posterior análisis. La gráfica de fuerza‐desplazamiento se

graba durante la ejecución del ensayo, con el software del fabricante Zwick.

Para poder analizar la fiabilidad y repetitividad del ensayo definido, y poder evaluar en qué

medida afecta cada componente a la fuerza de adhesión, hemos realizado varias probetas

combinando dos tratamientos superficiales diferentes, dos materiales composites y dos gomas

diferentes. Teniendo en cuenta estos elementos, salen 23 combinaciones diferentes. Lo que

nos permitirá aislar y conocer la influencia de cada factor en el resultado final

independientemente.

Respecto al tratamiento superficial (uno de los tres factores), la mitad de las probetas de

material composite se han granallado, y la otra mitad se ha desengrasado.

Figura 122: Bombo de granallado y tipos de granalla

Para el granallado se ha utilizado la granalladora en bombo de las instalaciones de “CMP

AUTOMOTIVE GROUP” (figura 123).

Figura 123: Granalladora “CMP AUTOMOTIVE GROUP”

Las especificaciones del granallado usado son las siguientes:

Grado de preparación de la superficie tipo A según la norma ISO 8501‐1 [67]. Lo que implica una superficie de acero con la capa de laminación intacta en toda la superficie y prácticamente sin corrosión.

Figure 124: Grado A segun ISO 8501‐1

Grado SP 10. Indica un chorreado abrasivo hasta que el metal quede casi blanco, a fin de conseguir que por lo menos el 95% de la superficie total quede libre de cualquier residuo visible.

Figure 125: Grado de granalla SP‐10

Granalla angular (“grit”) GL040 producida con acero revenido y templado con una

estructura martensítica revenida, asegurando resistencia a la fatiga y eficacia

operacional. La granalla usada en este caso será de la serie estándar del fabricante

WINOA, diseñada especialmente para la preparación de superficies.

Figura 126: Granalla GL04

Composición química (ver tabla 26)

Tabla 26: Composición química de la granalla

Elemento Composición

Carbono (C) 0.80% ‐ 1.20%

Manganeso (Mn)

S‐110 0.35% ‐ 1.20%

S‐170 0.50% ‐ 1.20%

≥ S‐230 0.60% ‐ 1.20%

Silicio (Si) > 0.40%

Fosforo (P) ≤ 0.05%

Sulfuro (S) ≤ 0.05%

Dureza HV 520‐590

Figura 127: modelo 3D de superficie granallada con granalla angular

En la figura (128) se puede ver el aspecto final de las probetas de material CFRTP granalladas.

Figura 128: Probetas de CF & GF granalladas

En las imágenes se puede observar que el material CFRTP se ha comportado de manera

adecuada antes el proceso de granallado. Normalmente, las chapas de aluminio de tamaño

pequeño y de espesor 2mm suelen quedar dobladas en el bombo de la granalladora. En este

caso, las probetas de CFRTP han quedado intactas, al igual que los aceros. Por tanto queda

demostrado que es posible aplicar este proceso a los CFRTP.

No obstante, cabe apreciar que durante el granallado se elimina en alguna de las probetas

demasiada capa exterior dejando las fibras a la vista. Esta no es la situación ideal ya que las

fibras podrían dañarse al quedar expuestas o degradarse por alguna reacción con otros

componentes. No obstante, es posible realizar estudios específicos para ajustar parámetros de

granallados o usar chorros de arena más finos para dar rugosidad a la superficie sin dañarla

tanto.

Para el estudio que queremos llevar a cabo, este acabado es aceptable. En las discusiones se

analizan los resultados finales y se decide si es u tratamiento aceptable para el adhesivado y

por tanto, si hay que ajustar parámetros o usar un proceso diferente.

La operación de desengrase consiste en la limpieza efectiva de grasas, aceites, taladrinas,

desmoldeantes, etc. Mediante la inmersión de las probetas en un elemento químico

especifico. Este tratamiento no aporta ninguna rugosidad superficial elevada, simplemente

limpia la zona de agentes externos para poder aplicar el adhesivo sobre una zona limpia.

Respecto a los materiales usados, serán dos materiales composite diferentes (fibra de vidrio +

PA6 y fibra de carbono y PA6.6) y dos gomas diferentes con distinta tensión de rotura (Goma‐1

y Goma‐2).

En este caso, en el que no aplicamos la capa “primer”, modificamos ligeramente la

nomenclatura mostrada en el apartado 4.3.5.Considerando:

R indica fallo en la goma RC indica el fallo en la interfaz goma‐cover CC indica el fallo en la interfaz cover‐composite I indica el fallo interlaminar o del composite Todos estos ensayos nos han aportado datos que actualmente no están disponibles, y que son

necesarios conocer, a la hora de realizar un diseño de piezas pertenecientes a esta gama de

productos.

4.3.6.3 – Resultados de ensayos

Ensayo 1: Desengrasado ‐ CF – Goma‐1

Las probetas de este ensayo están compuestas por dos placas de composite de matriz

termoplástica PA 6.6 reforzada al 45% con fibra continua bidireccional de carbono (sustrato

rígido), las cuales han sido desengrasadas mediante tratamiento superficial pre‐adhesivado; el

método de adhesivado ha consistido en la aplicación de una doble capa de Cilbond 24®. La

goma vulcanizada utilizada es la goma‐1.

Figura 129: Foto ensayo y resultados Ensayo 1Adh. Cizalla CF‐D‐G1

En la figura 129 se muestran las gráficas de las dos probetas llevadas hasta rotura. Se ve que el

desplazamiento para esta combinación de factores ronda los 11.3mm y una carga de 2.13kN

aprox. En la figura 130 se muestran la parte superior e inferior de la probeta 1 (las dos

primeras de la izquierda) y de la 2 (las dos de la derecha). En amarillo se ven zonas donde ha

habido falta de adhesión entre el adhesivo y el composite. Este tipo de fallo ha ocurrido en

ambas probetas aunque en mayor medida en la probeta D1. En naranja se muestran en la

probeta D2 roturas entre el adhesivo y la goma.

Probeta 1: FC 014 D1 Fmax: 2.185kN, d=11.31mm, R70 CC30 Probeta 2: FC 014 D2 Fmax: 2.074kN, d=11.37mm, R40 RC55 CC5

Figura 130: Análisis de rotura probetas Ensayo 1 (Probeta 1 a la izq, Probeta 2 a la dcha.)

En lo que a carga se refiere, es un resultado muy prometedor ya que la carga es alta. Sin

embargo, el modo de rotura no es el deseado. Analizamos el resto de combinaciones (23‐2=6)

antes de llegar a una conclusión.

Ensayo 2: Desengrasado ‐ CF – Goma‐2

Las probetas de este ensayo están compuestas por dos placas de composite de matriz

termoplástica PA 6.6 reforzada al 45% con fibra continua bidireccional de carbono (sustrato

rígido), las cuales han sido desengrasadas como tratamiento superficial pre‐adhesivado y el

método de adhesivado ha sido la aplicación de una doble capa de Cilbond 24®. La única

modificación ha sido la goma vulcanizada utilizada (Goma‐2), de menos límite de rotura.

Figura 131: Resultados de ensayo 2.Adh. Cizalla CF‐D‐G2

En este caso, la carga es inferior comparado con la goma 1, pero sigue estando dentro de parámetros óptimos. Los desplazamientos también son menores. Sin embargo, a diferencia de en el ensayo 1, la rotura es 100% por goma en ambas probetas (figura 131). Esto hace presagiar que la goma es la que va a hacer que se produzca un tipo u otro de rotura, lo que es favorable ya que significa que no es el composite el eslabón débil de la estructura y del que dependen las cargas o tipo de rotura debido a una falta de adhesión o rotura interlaminar. No obstante, se comprueba con el resto de ensayos más adelante. Probeta 3: FC 515 D1 Fmax: 1.75kN, d=8.8mm, R100 Probeta 4: FC 515 D2 Fmax: 1.8kN, d=9.57mm, R100

Ensayo 3: Granallado ‐ CF – Goma‐1

En este ensayo las probetas siguen siendo de fibra de carbón, como en el ensayo 1 y 2, pero

están granalladas en vez de desengrasadas.

Figura 132: Resultados de ensayo 3.Adh. Cizalla CF‐G‐G1

Probeta 5: FC 014 G1 Fmax: 2.68kN, d=12.67mm, R50 RC50 Probeta 6: FC 014 G2 Fmax: 2.68kN, d=12.7mm, R40 RC40 CC10 I10

En este ensayo, en el que se utiliza la goma‐1 de alto límite de rotura, se vuelve a apreciar un

fallo múltiple y un detrimento del porcentaje de rotura por goma comparado con el ensayo 2,

en el que se usaba la goma‐2. También se aprecia que, cuanto mayor es la carga de rotura,

mayor es el daño en el conjunto. En este caso además, se puede observar hasta un pequeño

fallo interlaminar. El fallo ocurre en una superficie reducida, pero se aprecia ligeramente

alguna fibra (círculos rojos de la figura 133) y también un arranque del adhesivo que estaba

fijado en el composite (círculos azules de la figura 133).

Figura 133: Análisis Adh.Cizalla FC 524 G2

Ensayo 4: Granallado ‐ CF – Goma‐2

Figura 134: Resultados de ensayo 4.Adh. Cizalla CF‐G‐G2

Se aprecia una fallo por rotura interlaminar de un 5% en la probeta 4. No obstante, el tipo de

fallo predominante es por goma.

Aunque aún quedan distintas combinaciones por ensayar se puede observar una repetitividad

en los valores de los resultados para cada combinación, que muestra, por ahora, que la

metodología creada es adecuada para usarse como guía generalizada para caracterizar este

tipo de uniones adhesivas.

Figura 135: Detalle fallo interlaminar del 5%

Probeta 7: FC 515 G1 Fmax: 1.65kN, d=9.01mm, R100 Probeta 8: FC 515 G2 Fmax: 1.62kN, d=9.62mm, R95 I5

Ensayo 5: Desengrasado ‐ GF – Goma 1

Este ensayo es el homologo al Ensayo 1 pero con probetas de fibra de vidrio (FV o “glass fiber”

(GF) en inglés). Es decir, las probetas han sido desengrasadas y vulcanizadas con la goma‐1.

Figura 136: Resultados ensayo 5 adh. cizalla

Probeta 9: FV 014 D1 Fmax: 3.3kN, d=12.71mm, R75 RC20 I5 Probeta 10: FV 014 D2 Fmax: 2.75kN, d=12.46mm, R90 I10

Ensayo 6: Desengrasado ‐ GF – Goma‐2

Mismo parámetros que en el ensayo 5 pero usando la goma‐2


Probeta 11: FV 515 D1 Fmax: 1.9kN, d=11.13mm, R100 Probeta 12: FV 515 D2 Fmax: 1.38kN, d=9.01mm, R95RC5

Ensayo 7: Granallado ‐ GF – Goma‐1

Este ensayo es el homologo al ensayo 3 pero utilizando CFRTP reforzado con fibra de vidrio.

Figura 138: Resultados ensayo 7 de adhesión a Cizalla

Probeta 13: FV 014 G1 Fmax: 3.06kN, d=12.27mm, R70 RC25 I5 Probeta 14: FV 014 G2 Fmax: 2.46kN, d=11.04mm, R75 I25

Ensayo 8: Granallado ‐ GF – Goma‐2


Probeta 15: FV 515 G1 Fmax: 1.62kN, d=9.33mm, R100 Probeta 16: FV 515 G2 Fmax: 1.86kN, d=10.08mm, R95 I5


En la figura 140 y en la tabla 27 se recojen todos los resultados obtenidos con la goma‐1

Figura 140: Resultados adh. cizalla con goma‐1

Tabla 27: Resultados de adhesión a cizalla de todas las probetas con la goma‐1

Probeta Composite Tratamiento Superficial

Fuerza max. (N)

Max Desplazmiento (mm)

Modo de Fallo

1 GF & PA6 Granallado 3069.3 12.27 R70 RC25 I5

2 GF & PA6 Granallado 2462.7 11.04 R75 I25

3 GF & PA6 Desengrasado 3306.7 12.71 R75 RC20 I5

4 GF & PA6 Desengrasado 2754.5 12.46 R90 I10

5 CF & PA6.6 Granallado 2687.3 12.67 R50 RC50

6 CF & PA6.6 Granallado 2685.3 12.72 R40 RC40 CC10 I10

7 CF & PA6.6 Desengrasado 2184.7 11.31 R70 CC30

8 CF & PA6.6 Desengrasado 2073.9 11.37 R40 RC55 CC5

En la figura 141 y en la tabla 28 se recojen todos los resultados obtenidos con la goma‐2

Figura 141: Resultados adh. cizalla con goma‐2

Tabla 28: Resultados de adhesión a cizalla de todas las probetas con la goma‐2

Probeta Composite Tratamiento Superficial

Fuerza max. (N)

Max Desplazmiento (mm)

Modo de Fallo

9 GF & PA6 Granallado 1628.1 9.33 R95 I5

10 GF & PA6 Granallado 1862.7 10.08 R100

11 GF & PA6 Desengrasado 1908.5 11.13 R100

12 GF & PA6 Desengrasado 1383.5 9.01 R95 RC5

13 CF & PA6.6 Granallado 1652.8 9.01 R100

14 CF & PA6.6 Granallado 1624.2 9.62 R95

15 CF & PA6.6 Desengrasado 1755.3 8.8 R90 RC10

16 CF & PA6.6 Desengrasado 1800.8 9.57 R100

Analizando los resultados se aprecia claramente que las mayores cargas siempre se alcanzan

con la combinación de probetas vulcanizadas con la goma‐1.

Por otro lado, el mayor porcentaje de rotura en goma, prácticamente un R100 en la totalidad

de los casos estudiados, se presenta en la combinación de probetas vulcanizadas con la goma‐

2.

Estos resultados son positivos en cuanto a que los valores de carga alcanzados son elevados y

el mayor porcentaje de rotura es siempre por goma. En la tabla 29 se muestra la media de

resultados por cada combinación de probetas ensayadas (8 combinaciones). En ella, queda

reflejado que el composite es capaz de producir una rotura 100% por goma en una goma que

está siendo actualmente en vehículos, en elementos estructurales. Incluso en una goma con

una elevada tensión de rotura, el mayor porcentaje es siempre rotura por goma y

prácticamente no se dan fallo de composite, o se dan en una escala menor (5%).

Tabla 29: Media de resultados de adhesión a cizalla de todas las probetas

Adhesivo CFRTP Goma Tratamiento Superficial

Fuerza max. (N)

Max Despl. (mm)

Modo de Fallo

R RC CC I

2x C24

GF & PA6

Goma-1 Desengrasado 3031 12,59 85 10 0 5

Granallado 2766 11,65 70 15 0 15


Granallado 1746 9,70 100 0 0 0

CF & PA6.6


Granallado 2686 12,70 45 45 5 0


Granallado 1386 9,32 100 0 0 0

La goma‐2 tiene una tensión de rotura menor (15‐20MPa) que la goma‐1, por ello las probetas

tienden a romper antes por goma que por la unión goma/composite. Se ve que, al ser la

tensión de rotura más alta en la goma‐1 (22‐28MPa), se tiende a forzar la rotura por la unión,

provocando roturas de adhesivo o interlaminares. Como se ve, no ha habido despegues como

tal debidos a una falta de propiedades de adhesión por parte del composite o porque el

tratamiento superficial aplicado no sea el adecuado para el uso en CFRTP (como si en un acero

se rompiera por la capa de fosfatado porque el baño no era el adecuado o si se cinca en vez de

aplicar ZnNi y entonces no pegaría el adhesivo). El caso de rotura por unión de “cover‐

composite” solo se ha dado en valores en torno a un 10% en la combinación de fibra de

carbono con goma‐1.

Analizando los resultados, se observa que la carga de rotura es siempre más alta con la goma‐

1, porque el límite de rotura es alto. Cuando se usa esta goma, debido a su alta resistencia, las

probetas rompen por una combinación de roturas en todos sus elementos (goma, adhesivo e

interlaminar).

Al igual que en el ensayo de adhesión a tracción, se observa que los resultados obtenidos con

las probetas de fibra de carbono son siempre peores a los obtenidos en fibra de vidrio. Incluso

en las probetas de fibra de carbono, al usar la goma‐1, se obtuvieron resultados de rotura por

goma muy bajos, del 45‐55%. Además del bajo porcentaje de rotura por goma, esta rotura se

produjo a unas cargas más bajas que las obtenidas al usar fibra de Vidrio con la misma goma

(goma‐1). También se observó que tan solo en las probetas de fibra de carbono se ha

producido el fallo por adhesivo‐composite (CC – Cover‐Composite).

Como se explicó anteriormente, los fabricantes de vehículos exigen un ensayo destructivo, en

la que la goma trabaja cizalla normalmente, y definen unas cargas mínimas para cada pieza y

suelen definir ara todas las piezas que el porcentaje de rotura no sea menor al 80‐90%. En este

caso se observa que con la goma‐2 la rotura siempre ha sido R‐100. Con la goma‐1, la fibra de

vidrio ha obtenido R70‐85, lo que son unos resultados muy positivos en probeta, puesto que la

rotura en piza final, debido a las geometrías del producto, siempre se ven incrementados en

gran medida.

Los CFRTP de fibra de carbono han dado buenos resultados con la goma‐2 y en la goma‐1 han

alcanzado buenos valores de carga, pero el fallo de rotura no ha sido el adecuado y no llega a

alcanzar los resultados de carga de la fibra de vidrio. Por tanto, para las probetas de fibra de

carbono, se plantea como investigación futura realizar un estudio específico, analizando

diferentes adhesivos disponibles en el mercado y sus distintas combinaciones, o investigando

en el desarrollo de un adhesivo con una composición específica para aplicar en CFRTPs de fibra

de carbono.

En cualquier caso, centrándonos en los composites, se ve que son totalmente aptos para este

tipo de uniones adhesivadas con goma. Además de facilitar la adhesión química con la goma,

también son aptos desde el punto de vista estructural, puesto que no se producen fallos

debidos a una baja tensión de rotura interlaminar. Este tipo de rotura interlaminar se ha dado

en pocas ocasiones, en cargas altas y en un muy bajo porcentaje.

Este estudio aporta información no estudiada previamente ya que los principales estudios de

adhesión de composites estaban centrados en uniones adhesivadas entres dos composites o

uniones composites con otro materiales metálico mediante adhesivos plásticos.

Los resultados experimentales obtenidos aportan luz a futuras investigaciones en ámbitos

generales, no necesariamente dentro de la automoción o enfocado a elementos tipo

silentblock o top mount. Una vez conocida las buenas propiedades de adhesión y con los datos

obtenidos, se pueden realizar estudios sobre crear un material compuesto combinando

láminas de materiales CFRTP con láminas de caucho para usos en máquinas que requieran

reducir vibraciones.

Respecto al análisis del tratamiento superficial, no se encuentra ninguna diferencia entre l

granallado y el desengrase al usar la goma‐1. Sin embargo, cuando se utiliza la goma‐2, al tener

un alto límite de rotura fuerza a romper por la zona de unión y es ahí donde se puede apreciar

la capacidad de adhesivado y la función del tratamiento superficial. Se observa en las probetas

con la goma‐2 que los resultados obtenidos al granallar son ligeramente peores.

Las diferencia entre usar desengrase y granallado no son muy elevadas pero, teniendo en

cuenta que los resultados son algo peores en cuanto al tipo de rotura, y que dejan al

descubierto fibras de la capa exterior, se recomienda no usar este tipo de granallado. No

obstante, se plantea como posible línea de investigación el estudio del proceso de

investigación para materiales CFRTP. Este estudio no es necesario para la aplicación de

adhesivo porque, como hemos visto, el desengrase ofrece el tratamiento superficial deseado

en la unión adhesiva. Sin embargo, es posible que para alguna aplicación se desee aumentar la

rugosidad superficial del CFRTP, entonces será necesario investigar en el proceso de granallado

específico para CFRTP.

4.4 – Aportaciones a la caracterización dinámica de CFRTP

4.4.1 – Justificación

Las principales ventajas que sitúan a los materiales compuestos de matriz termoplástica

reforzados con fibra continua (CFRTP) en el punto de mira de todos los fabricantes de

automoción e investigadores, son:

Su capacidad de producir diseños muy ligeros, aportando dureza y propiedades

mecánicas altas al componente.

La gran eficiencia en el proceso, que permite realizar tiempos de ciclo muy corto

ofreciendo grandes prestaciones en la pieza acabada.

Reciclabilidad

Sus grandes propiedades dinámicas y de absorción de energía.

Estas características están aún bajo estudio pero, el propio proveedor (Bond Laminates) de las

láminas que estamos usando (TEPEX®), ofrece como punto fuerte una ventaja en absorción de

energía comparadas con otros materiales, y define la gama de productos TEPEX® como “una

solución perfecta para aplicaciones que requieren buenas propiedades dinámicas con un peso

reducido” [68].

Figura 142: Propiedades dinámicas y de absorción de energía [68]

Estas cuatro fortalezas: propiedades mecánicas altas, ligereza, proceso eficiente y buenas

propiedades dinámicas, son las que hacen este tipo de familia de productos, un componente

ideal para el uso en elementos estructurales anti‐vibratorios y amortiguantes de automoción.

Por tanto, como ya se han demostrado anteriormente las demás fortalezas, en este apartado

estudiaremos las propiedades dinámicas de los materiales CFRTP.

En el sector de la automoción es fundamental ofrecer altas prestaciones respecto a potencia y

seguridad, así como una conducción confortable y suave para el pasajero. Por ello, el vehículo

está repleto de piezas de caucho‐metal que ejercen la función de soporte estructural o unión,

a la vez que realizan las funciones de elementos anti‐vibratorios. De este modo evitan

cualquier tipo de transmisión de vibraciones al habitáculo de los pasajeros. Todos los

fabricantes de vehículos exigen a este tipo de pieza buenas propiedades dinámicas respecto a

absorción de vibraciones, así como altas prestaciones mecánicas para soportar las

solicitaciones de cargas propias de un elemento estructural de automoción. Para comprobar

estas propiedades, los fabricantes exigen ensayos dinámicos en el producto/pieza final para

analizar tanto la rigidez dinámica como el ángulo de amortiguamiento (“loss angle” o

“damping angle”). En piezas hidráulicas (con elementos líquidos en su interior) o con

propiedades adherentes de anti‐desplazamiento, que puedan producir ruidos durante la

fatiga, en ocasiones también exigen estudios específicos de ruido.

Para evitar vibraciones o ruidos en vehículos tenemos que centrarnos en las propiedades

dinámicas. Tal y como simplifica el artículo de Shaft Centerlines [69], la aparición de

vibraciones podría resumirse matemáticamente como:

(Ecuación 22)

á ó

Si la fuerza en la Figura 3 fuera una precarga constante, el resorte se comprimiría lentamente y

el sistema quedaría en una nueva posición. Esta respuesta estática está controlada solo por la

rigidez de resorte estática, K.

Una fuerza dinámica es una fuerza que cambia en magnitud o dirección con el tiempo. Una

fuerza de entrada dinámica provocará un movimiento dinámico de salida.

La fuerza, y la respuesta, son vectores, y tienen tanto magnitud como dirección. El sistema

mecánico es una "caja negra". Podemos obtener información sobre el sistema al perturbarlo.

La rigidez dinámica es la rigidez estática del sistema complementada con los efectos de masa y

amortiguación.

.

Figura 143: Esquema sistema dinámico

El ángulo de pérdida dinámica o “loss damping angle” representa el desfase entre el esfuerzo y

la deformación, cuya tangente es el factor de pérdida. Este valor nos permite conocer la

capacidad de amortiguación del material o de la pieza. Cuanto mayor es el ángulo de pérdida,

mayor es la capacidad amortiguante del material.

En la familia de productos de automoción en la que estamos centrando el estudio de

factibilidad de los CFRTP, tanto la rigidez dinámica como el ángulo de amortiguamiento o de

pérdida es muy importante, pues es uno de los principales objetivos funcionales y por tanto

una de las principales razones del uso de los mismos.

En la gran mayoría de este tipo de piezas (“silentblocks, stabilizer bushings, “Gear Mount”s”...),

la función dinámica es competencia del caucho, que es el componente de la pieza encargado

en absorber las vibraciones e impactos, y ofrecer las propiedades dinámicas requeridas a este

tipo de piezas. Sin embargo, existen componentes de automoción, como las bieletas o “torque

restrictors” (ver figura 144), en las que la parte rígida de la pieza aporta gran valor al

comportamiento dinámico final del mismo. Este tipo de piezas normalmente trabaja siempre a

tracción‐compresión o torsión. En este tipo de piezas, por la geometría de las mismas, sería

fácil la sustitución del acero o aluminio por CFRTP, en caso de que aportara mejores

prestaciones. Por tanto, si los resultados dinámicos de los CFRTP son positivos, el uso de los

mismos aportaría un gran valor añadido en el comportamiento dinámico (aparte de la ligereza)

que se traduciría en un coche con unas mayores prestaciones de confort y reducción de

consumo sin sacrificar las prestaciones mecánicas, de seguridad ni reciclajes.

Figura 144: Bieleta – elemento estructural antiv‐ibratorio de automoción

En la literatura se pueden encontrar estudios teóricos de materiales compuestos reforzados

con fibras. Los primeros trabajos en el análisis de amortiguación de materiales compuestos

reforzados con fibras fueron revisados y expuestos por Gibson y Plunket [70] y Gibson y Wilson

[71] a finales de la década de 1970. En la misma línea de análisis teóricos, un análisis sobre

amortiguación fue desarrollado inicialmente por Adams y Bacon [72] en los cuales la energía

de disipación podía ser descrita como disipaciones de energía separables asociadas a las

tensiones de cada componente individualmente, trabajo que fue refinado más adelante por Ni

y Adams [73]. En la misma línea de análisis teórico, también fueron desarrollados análisis de

cálculo dinámico por Lin et al. [74] y por Maheri y Adams [75].

No obstante, estos estudios son teóricos, y además normalmente se basan en análisis

macroscópicos utilizando la clásica teoría de laminación [76] basados en la hipótesis de

Kirchoff, donde las deformaciones transversales en la dirección del espesor siempre se

desprecian.

La mayoría de estos análisis, se suelen enfocar en materiales compuestos unidireccionales

[77,78 y 79] y en el estudio teórico de la influencia del ángulo de las fibras en estos materiales

unidireccionales [80, 81 y 82]. En cuanto a estudios en láminas reforzadas a 90°, no aparecen

casi estudios, y los que han aparecido son cálculos teóricos generalizados aún por refinar [83,

84 y 85].

Es necesario por tanto tener resultados experimentales de los nuevos materiales CFRTP

disponibles en el mercado. De esta forma se puede conocer el comportamiento dinámico de

los distintos composites CFRTP reforzados bidireccionalmente a 90° de manera experimental,

obteniendo resultados reales y bajo solicitaciones de carga bajo las que realmente trabajará el

material en el vehículo.

Por tanto, para simular dichas solicitación en la aplicación de CFRTP en bieletas (donde más

influencia tiene el material rígido en el aspecto dinámico) se someterán las láminas de CFRTP a

cargas dinámicas de tracción‐compresión en la dirección de la fibra. Se estudiaran en la

dirección de la fibra debido a que esta es la zona con mayor esfuerzo a tracción y, por tanto, en

el caso en el que la aplicación de CFRTP en bieletas se llevará a cabo, las fibras deberían ir

paralelas a la dirección longitudinal de la misma.

4.4.2 –Definición del ensayo

El análisis se basa en un ensayo dinámico a tracción‐compresión sobre una probeta de material

rígido (acero y CFRTP).

Las probetas serán de tipo trapezoidal con dos agujeros en los extremos. Está diseño surge de

un concepto de probeta estandarizada, es decir con geometrías simples que no añadan

incertidumbres a los resultados o propiedades a analizar.

Las probetas de acero se obtendrán directamente del proveedor partiendo de chapa y las de

CFRTP se obtendrán a partir de placas rígidas de CFRTP, suministradas por el mismo proveedor

de probetas para los ensayos descritos en anteriores apartados.

Figura 145: Placa original CFRTP y probeta para ensayo dinámico a tracción‐compresión

Las dimensiones finales de las probetas se muestran en la figura 145.

Los materiales estudiados serán CFRTP PA6 reforzado con fibra de vidrio al 47% y acero F114,

para establecer una comparación con el tipo de material referente usado en este tipo de

piezas y poder establecer si el CFRTP aporta mejoras en el comportamiento dinámico.

Se fabricó un utillaje de fijación específicamente diseñado para este ensayo, de tal forma que

evite cualquier tipo de transmisiones de vibraciones o intrusiones en los resultados dinámicos

por parte del utillaje.

El conjunto final previo al ensayo, una vez fijada la probeta se muestra en la figura 146:

Figura 146: Configuración del ensayo dinámico a tracción‐compresión

Como el objetivo de este ensayo es analizar las características dinámicas de los CFRTP, se

analiza el mayor espectro que permite la máquina de dinámicos utilizada, sometiendo a las

probetas a un barrido de frecuencias desde 10 a 300HZ con saltos de 10Hz.

Se estudian dos casos diferentes, con amplitudes de ciclo de ±0,05mm y ±0,1mm, para cada

uno de los valores del barrido de frecuencia. Los valores de amplitudes definidos se basan en

valores obtenidos de los datos de fabricantes de vehículos, los cuales siempre piden estudios

dinámicos en estos dos valores de amplitudes, que son los “inputs” a los que están sometidas

las piezas anti‐vibratorias en este tipo de aplicaciones.

A cada probeta se le aplica las condiciones definidas de frecuencia y amplitud y se recogen los

valores de fuerza dinámica, rigidez dinámica y ángulo de pérdida dinámico.

El ensayo se realizará en las instalaciones del centro técnico de “CMP AUTOMOTIVE GROUP” y

la máquina de ensayos dinámicos utilizada es del fabricante “Schenck”.

4.4.3 –Resultados del ensayo

Los resultados obtenidos en un barrido de frecuencias de 10 a 300Hz bajo un “input” de carga

a tracción‐compresión de ±0.05mm se muestran en la tabla 30.

Tabla 30: Resultados dinámicos de probetas a ±0.05mm

AMPLITUD 0,05 MM

Frec.

PROBETA DE ACERO A1

PROBETA DE ACERO A3

PROBETA DE CFRTP P1

PROBETA DE CFRTP P2

Rigidez Ángulo Rigidez Ángulo Rigidez Ángulo Rigidez Ángulo

Hz [N/mm] [°] [N/mm] [°] [N/mm] [°] [N/mm] [°]

10 34256 0.233 34331 0.147 11729 2.262 12055 1.506

20 34342 0.279 34361 0.219 12741 6.288 12307 1.751

30 34360 0.261 34427 0.24 12830 1.998 12352 1.427

40 34418 0.341 34452 0.302 12747 1.586 12411 1.390

50 34410 0.299 34498 0.29 12752 1.407 12438 1.330

60 34479 0.347 34538 0.314 12755 1.339 12490 1.333

70 34534 0.323 34539 0.264 12803 1.376 12554 1.283

80 34507 0.375 34531 0.259 12837 1.354 12596 1.281

90 34478 0.345 34478 0.25 12878 1.283 12664 1.266

100 34304 0.299 34359 0.256 12923 1.331 12713 1.206

110 33994 1.514 33487 ‐0.259 12921 1.186 12733 1.147

120 45439 22.307 42165 10.251 13285 1.43 12952 1.436

130 37044 ‐4.653 43656 0.734 13201 1.316 12934 1.355

140 39726 2.035 36846 ‐0.614 13264 1.28 13003 1.243

150 32932 1.943 40027 4.756 13329 1.434 13043 1.419

160 33405 3.927 28793 1.287 13470 1.266 13341 1.326

170 21054 3.656 34289 2.537 13568 1.287 13342 1.259

180 35282 2.523 36215 0.644 13624 1.231 13430 1.208

190 30014 14.632 41479 4.399 13755 1.262 13532 1.202

200 40526 ‐3.663 39515 0.13 13886 1.189 13649 1.183

210 33485 8.844 38101 5.692 14011 1.206 13790 1.218

220 39846 2.455 28101 2.563 14161 1.064 13929 1.154

230 35077 15.351 35187 0.74 14326 1.068 14104 0.962

240 37237 ‐9.829 37398 1.556 14426 1.056 14251 0.991

250 39115 7.724 36520 ‐0.963 14608 0.969 14392 0.948

260 32850 1.209 37678 1.795 14756 0.997 14548 0.969

270 34637 7.642 16703 ‐2.709 14926 0.918 14699 0.946

280 35156 6.177 25741 ‐1.459 15154 0.89 14885 0.804

290 37167 ‐2.529 38107 0.448 15258 1.454 14964 0.950

300 39057 1.467 36282 1.778 15559 0.577 15426 1.102

Analizando los resultados del ensayo a ±0,05mm (tabla 30) se produce una alta dispersión que

implica que el acero entra en resonancia a partir de 100Hz. Por tanto, para el ensayo a ±0,1mm

realizaremos un barrido de frecuencia solo hasta 110Hz.

En la tabla 31 se muestran los resultados de ensayo bajo una amplitud de ±0,1mm.

Tabla 31: Resultados dinámicos de probetas a ±0.1mm

AMPLITUD 0,1 MM

Freq

PROBETA DE ACERO A1

PROBETA DE ACERO A3

PROBETA DE CFRTP P1

PROBETA DE CFRTP P2

Rigidez Ángulo Rigidez Ángulo Rigidez Ángulo Rigidez Ángulo

Hz [N/mm] [°] [N/mm] [°] [N/mm] [°] [N/mm] [°]

10 33410 0.876 33988 0.469 11382 2.982 11785 2.115

20 33538 1.116 33919 0.939 12560 2.688 12034 2.193

30 33575 1.145 34010 0.862 12522 2.262 12083 1.879

40 33499 1.19 33928 1.077 12458 1.883 12134 1.811

50 33656 1.269 34030 1.154 12452 1.769 12183 1.758

60 33696 1.328 34033 0.94 12477 1.693 12236 1.726

70 33717 1.351 34031 0.978 12510 1.688 12284 1.686

80 33698 1.297 34160 1.135 12549 1.639 12327 1.665

90 33634 1.531 34032 1.054 12593 1.635 12379 1.639

100 33616 1.803 34013 0.534 12628 1.613 12427 1.601

110 16623 3.126 32798 2.281 12629 1.574 12459 1.593

4.4.4 –Discusión de resultados

Analizando los resultados de la tabla 30, se aprecia que el acero, como ya suponíamos, es

mucho más rígido que el material CFRTP a igualdad de espesores/volúmenes.

La rigidez tanto dinámica como estática del acero ronda los 35.000 N/mm frente a los 14.000

N/mm del CFRTP.

En base a estos resultados de rigidez dinámica obtenidos, el material CFRTP debería ser menos

amortiguante. Según la ecuación 22 del apartado 4.4.1, ante una fuerza constante, a mayor

amortiguación (menores vibraciones y rebote), mayor rigidez dinámica.

En la goma pasa lo mismo, para una misma familia o tipo de goma, a mayor rigidez, mayor

amortiguación, es decir, menor rebote.

Sin embargo, en este caso vemos que el CFRTP incluso siendo mucho menos rígido

dinámicamente tiene un ángulo de pérdida mucho mayor que el acero.

En el citado apartado 4.4.1, se recuerda que un mayor ángulo de pérdida, significa un mayor

amortiguamiento/absorción de energía.

Analizando los valores del ángulo de pérdida dinámico, vemos que los valores del acero entre

10 y 100Hz varían entre 0.15° y 0.25°. Sin embargo los valores obtenidos con probetas CFRTP

se sitúan entre 1.2° y 1.5°.

Los resultados obtenidos muestran que incluso con un 60% menos de rigidez dinámica, los

CFRTP tienen una amortiguación entre 6 y 10 veces mayor.

Figura 147: Resultados dinámico de CFRTP y acero, entre 10Hz y 100Hz, a 0,1mm

Además de estos valores, que muestran que los CFRTP son superiores en propiedades

dinámicas al acero, también hay que analizar los resultados a partir de 110Hz.

En la tabla 30 se puede apreciar como hay una gran dispersión de resultados en el acero a

partir de este valor. Esto significa que ha entrado en resonancia, lo que es muy negativo

respecto a ruidos, puesto que el ruido de un material cuando entre en resonancia es muy

elevado, lo que se traduce en una molestia y falta de confort para el conductor y los pasajeros

en el vehículo. Sin embargo, se puede apreciar que el CFRTP no entra en resonancia.

Graficamos los resultados en las figuras 148,149, 150 y 151 para apreciar de forma más clara

este efecto.

Figura 148: Resultados de rigidez dinámica de CFRTP y acero, entre 10Hz y 300Hz, a 0,05mm

En la figura 149 se muestra ampliada la zona de los composites para poder estudiar su

evolución en el rango de frecuencias.

Figura 149: Resultados de rigidez dinámica de CFRTP, entre 10Hz y 300Hz, a 0,05mm

En la figura 150 se muestran graficados los resultados obtenidos en las probetas de CFRTP y de

acero de 0 a 300HZ en unos ejes Ángulo‐frecuencia.

Figura 150: Resultados de ángulo de pérdida dinámico de CFRTP y acero, entre 10Hz y 300Hz, a 0,05mm

Se observa como el CFRTP se mantiene estable en todo el rango de trabajo, mientras que el

acero entra en resonancia a partir de 100HZ, produciendo unas ondulaciones incontroladas en

las gráficas de rigidez y ángulo dinámicos.

Figura 151: Resultados de ángulo de pérdida dinámico de CFRTP y acero, entre 10Hz y 300Hz, ampliado a 0‐5kN

EL análisis de los valores obtenidos en el ensayo dinámico a 0,1mm es el mismo que para la

amplitud de 0,05mm:

La rigidez de los composites termoplásticos reforzados con fibra continua es un

60% menor frente a un ángulo de pérdida mayor en los CFRTP.

No obstante, bajo esta solicitación de carga a ±0,1mm. En el caso anterior los ángulos de

perdida eran entre 6 y 10 veces mayores en el CFRTP comparado con el acero. Sin embargo, en

este caso son el doble, lo que muestra las grandes propiedades de los CFRTP.

Otro punto de mejora de los CFRTP, frente al acero, es la resonancia. Este ensayo

se paró a 110Hz al observar que las probetas de acero comenzaban a entrar en

resonancia como en el ensayo anterior (figuras 152 y 153).

Figura 152: Resultados de rigidez dinámica de CFRTP y acero, entre 10Hz y 110Hz a 0,1mm

Figura 153: Resultados de ángulo de pérdida dinámico de CFRTP y acero, entre 10Hz y 110Hz a 0,1mm

Se puede concluir que los materiales CFRTP son muy superiores a los aceros en propiedades

dinámicas, sonoras y de amortiguación, lo que los hace materiales ideales para el tipo de

aplicaciones que estamos estudiando.

Aún quedan propiedades por analizar, ya han quedado demostradas las grandes ventajas de

ligereza de los CFRTP frente a aceros y aluminios, la validez de sus propiedades mecánicas, la

posibilidad de reciclaje, de acuerdo a las exigencias de las normativas internacionales de

automoción, frente a la imposibilidad de sus homólogos los composites termoestables y una

gran ventaja frente a los aceros en sus propiedades dinámicas.

4.5 – Aportaciones al análisis de factibilidad de los CFRTP con elementos de fijación


Uno de los grandes problemas que se encuentran en el ámbito de los CFRTP o de cualquier

otro plástico, ya sea reforzado o no, sin importar si se trata de un material termoplástico o

termoestable, es la unión mecánica.

Los estudios realizados han permitido definir una metodología que permita caracterizar la

adhesividad con el caucho de los composites. Tras el ensayo de un gran rango de distintas

probetas, con distintos materiales y pre‐procesos, se han obtenido resultados positivos que

han permitido concluir que los composites CFRTP son aptos para utilizar en la familia de piezas

estructurales anti‐vibratorias y amortiguadoras estudiadas (ver apartado 4.3). Por tanto, la

unión adhesiva ha quedado estudiada y con resultados positivos.

Otro tipo de unión es la unión mediante soldadura. En la literatura se encuentran estudios

sobre el comportamiento de estos materiales CFRTP en uniones soldadas, principalmente por

láser [86] o por ultrasonidos [87 y 88]. Las conclusiones de dichos estudios son positivas.

iGEstek, experto en CFRTP, y que nos asesora durante estas investigaciones, también ha

conseguido realizar uniones soldadas en CFRTP (ver apartado 3).

Sin embargo, en el tipo de piezas en las que queremos implementar el uso de CFRTP, las

chapas de acero o aluminio siempre van fijadas al chasis o a alguno otro elemento de la

suspensión por medio de uniones mecánicas como tornillos. Por tanto puede darse el caso de

que el elemento de acero o aluminio que pretendemos sustituir por un composite CFRTP sea el

nexo de unión con la estructura del vehículo y tenga que ser sometido a un par de apriete por

un tornillo.

Figura 154: ““Top Mount”” con tornillos del Toyota Yaris

El componente CFRTP sometido al par de apriete tiene por tanto que ser capaz de garantizar

dos funciones:

1. Aguantar un par de apriete máximo para asegurar el amarre suficiente y la falta de

movimiento entre la pieza y el chasis o suspensión.

2. Mantener el par de apriete en el tiempo sin producir grandes holguras que puedan

producir la rotura de la pieza, daños en elementos contiguos por un exceso de

desplazamiento, o movimiento debido a la pérdida de amarre, o incluso que se

produzca un desgarre y el desprendimiento completo de la pieza a través de la unión.

Dada la severidad de este aspecto del diseño, se realizó un estudio de los materiales CFRTP

para analizar el comportamiento de los mismos bajo las solicitaciones a las que están

sometidas las uniones de anclaje al vehículo.

En los siguientes apartados se muestra, analiza y compara, el comportamiento de distintos

materiales ante la aplicación de un par de apriete.

Durante este ensayo, se pretende saber si los materiales composite, objeto del estudio,

soportan un par de apriete elevado, sin que aparezcan grietas ni se produzca la rotura de la

pieza. También se desea conocer el comportamiento del composite cuando está sometido a un

par de apriete fijo durante un periodo largo y comparar los valores obtenidos con los del acero

o la poliamida bajo las mismas condiciones.

El objetivo final del estudio es obtener la información adecuada, y necesaria, que nos permita

saber si se puede realizar una unión directa entre una placa de composite CFRTP y una chapa

de acero. Para que resultado sea óptimo, el CFRTP no se debe agrietar, ni debe ceder por

fluencia, lo que desembocará en que la unión pierda el par de apriete antes de lo debido.

En las figura 155 se muestran diferentes “Top Mount” de distintos vehículos. Se puede

apreciar en todos ellos que la unión del mismo con el chasis se realiza por medio de tres

puntos de unión a través de uniones roscadas, y por tanto la chapa (de acero en estos casos)

sufre un par de apriete permanente.

Figura 155: “Top Mount” con tornillos

Se pueden encontrar guias de ensayos o estudios realizados en uniones compuestas reforzadas

con fibra continua están centradas en matrices termoestable. Esto es debido a que ese tipo de

compuestos termoestables llevan usando bastante tiempo en aplicaciones aeronauticas [89] y

aeroespaciales [90]. Las uniones atornilladas en estos fines suelen tener refuerzos para evitar

que toda la carga se refleje en el CFRTP.

Las guias o metodologías definidas en la literatura se basan en probetas tipo single‐lap

atornilladas [91], a las que se aplican cargas a cizalla hasta producir el desgarro. Es decir,

estudios comunes extrapolados de normas de ensayos tipo ASTM para uniones atornilladas en

metales. Los modelos analiticos propuestos suelen basarse en el criterio de fallo de Tsai‐Wu

[92] también para conocer el modo de fallo en una probeta tipo single lap atornillada [93].

Para la gama de productos donde queremos aplicar el CFRTP, nos interesa conocer las cargas

maximas a las que se puede someter a un CFRTP, la perdida de par de apriete en el tiempo y el

comportamiento de la union atornillada bajo una solicitacion ciclica (fatiga) a traccion‐

compresion.

Por ello, el objeto de este estudio es:

1. Definir una metodologia y obtener de forma experimental la carga maxima a la que se

puede someter un CFRTP. “Ensayo de par máximo”.

2. Estudiar la perdida de apriete en funcion deltiempo. “Ensayo de pérdida de apriete”.

Respecto al comportamiento de la union atornillada en cargas ciclicas de tracción‐compresion

mencionada anteriormente, se analizará en el arpartado 5.6 de este documento.

En el caso de obtener resultados desfavorables, en el cual no se puedan realizar uniones

directas sobre la placa de composite, se investigará sobre la posibilidad de introducir insertos

postizos de otros materiales en las zonas de unión de las chapas de composite por medio de

distintas técnicas: remachado, estriado., etc.

De esta forma al insertar un casquillo metálico en el composite, el par de apriete se realizará

sobre acero, por lo que el comportamiento a corto y largo plazo frente a la aplicación de un par

de apriete será satisfactoria.

4.5.2 – Ensayo de par máximo


Como este ensayo no está basado en ninguna norma, se realizarán las probetas pensando en

el objetivo final, que es conocer si se puede someter directamente a las chapas de composite a

un par de apriete, con el fin de utilizarlas en “Top Mount” y, de esta forma, reducir

considerablemente el peso sin detrimento del comportamiento del componente durante su

vida útil.

Al existir una amplia gama de “Top Mount”, las métricas usadas son diferentes, Sin embargo,

predominan las uniones M10 con tornillos de clase 10.9. Con el fin de poder aplicar un par de

apriete mayor, sin que el tornillo ni la tuerca rompan, y así poder conocer los máximos valores

de apriete que el composite puede aguantar, vamos a utilizar una M12 de clase 12.9 para la

realización de los ensayos. De esta forma aseguraremos que siempre rompa antes el material

del paquete de unión mecánica que el tornillo.

Utilizar tornillos de métrica 12 clase 12.9, implica que podemos aplicar un par de apriete

mayor que en una M10, y además nos basaremos en los valores de momentos o pares de

aprietes a aplicar en M12, definidos por los fabricantes de automoción y otras normas

internacionales. Estos valores definidos por los fabricantes son mayores para M12 que para

M10.

Normalmente, las chapas de acero utilizadas en los “Top Mount” rondan los 2‐3mm. Se utilizan

probetas de composite con un espesor de 2mm. De esta forma trabajaremos bajo las

condiciones más críticas y por tanto podremos usar los valores que obtengamos en cualquier

diseño y trabajaremos del lado de la seguridad.

Figura 156: Pieza estructural de caucho‐metal con 4 puntos de fijación

Los materiales utilizados, al igual que en los ensayos anteriores, serán materiales compuestos

de matriz termoplástica reforzada con fibra continua:

Material compuesto de matriz termoplástica PA6 reforzado con fibra continua de

vidrio al 45%

Material compuesto de matriz termoplástica PA6.6 reforzado con fibra continua de

carbono al 45%

Las probetas se obtendrán mecanizando placas rígidas del composite, suministradas por el

mismo proveedor. Se cortaran las placas rectangulares y posteriormente se realiza el agujero

por donde introducir el tornillo (ver figuras 157 y 158).

Figura 157: Probetas obtenidas de placa rígida

Al no haber datos ni norma fijada para realizar este tipo de ensayos, se emplea la metodología

definida en probetas de materiales comunes en automoción como poliamida y acero para

comparar los resultados:

Acero mecanizado F114

Poliamida 6.6 reforzada con fibra corta al 30%

Figura 158: Probetas de distintos materiales para prueba de apriete

Para definir la geometría de las planchas, se consideró la superficie mínima de apoyo que los

fabricantes de automoción suelen pedir en zonas de anclaje, en “Top Mount”, “shear mount” o

cualquier otro elemento directamente fijado a la carrocería. Esta zona de anclaje en piezas que

no llevan integrados tornillos, si no que disponen de agujeros pasantes para introducir el

tornillo a la hora de montaje en vehículo, suele venir definida por el fabricante de automoción

por una circunferencia de valor variable en función de la métrica y las dimensiones de la

arandela utilizada durante el montaje en vehículo. Esta área de apoyo de la arandela o de

contacto con el chasis suele ser una circunferencia de Ø22‐25mm.

Para determinar el área de presión en el caso de piezas con tornillos integrados, se analizaron

varios elementos actuales que se encuentran en producción en serie y en vehículos en el

mercado actual. En la figura 159 se muestran diferentes medidas de “top mounts” del

mercado.

Figura 159: Medición de la cabeza de tornillo en ““Top Mount”” del mercado

Con todos estos datos se definió la geometría final de las probetas:

Agujero: Ø12.2. De esta forma podremos utilizar tornillos y tuercas de M12

Dimensiones: 40 x 35mm. De tal forma que tanto la tuerca como las posibles arandelas

utilizadas durante el ensayo tengan contacto pleno con la probeta de composite, y se

represente fielmente toda la zona sometida a apriete que tendrá en el producto final.

Espesor: 2mm. Representaremos el espesor más común de la familia de producto

estudiada.

Con los datos obtenidos en mediciones de piezas actuales disponibles en el mercado y en base

a los datos requeridos por los fabricantes durante la fase de diseño de las piezas tipo “Top

Mount” o “shear mount”, se define la superficie de la plancha de acero que forma el paquete

junto con la pieza de composite a la hora de aplicar el par de apriete.

Esta plancha de acero es la representación de la zona de contacto del chasis o cualquier

estructura de acero sobre la que podría ir fijada el producto realizado con CFRTP.

Dimensiones: Ø36.5 de diámetro exterior y agujero central de Ø12.2

Espesor: 3mm

Material: acero mecanizado F114

Durante el estudio se utilizaran tornillos y tuercas M12 de clase 12.9 para asegurar que se va a

poder aplicar pares de carga altos sin que la tuerca o el tornillo rompa ante que el material

estudiado.

lL montaje se realiza sin ningún tipo de grasa o lubricante.

Se aplican los pares de apriete sobre el propio composite sin ningún tipo de arandela y con

arandela para analizar en qué modo afecta este elemento y sus superficie de contacto al

comportamiento final de la unión mecánica con materiales CFRTP.

Arandelas planas de catálogo homologadas para M12 (Ø24mm)

En la figura 160 se muestran parte de los tornillos, tuercas, arandelas y probetas, hechas con

cuatro materiales diferentes, que se utilizarán en el ensayo.

Figura 160: Materiales para la realización de ensayos de par de apriete

En la figura 161 se puede ver el esquema final de una probeta antes de ensayar con todos los

elementos de unión fijados.

Figura 161: Esquema del conjunto de probeta de ensayo de par de apriete

Donde,

1. Tornillo M12 clase 12.9

2. Arandela Ø24mm

3. Placa de material CFRTP, PA o acero – simula la placa de producto tipo ““Top Mount””

o “Gear Mount”

4. Placa circular de acero – simula la parte estructural de acero del vehículo sobre el que

se atornilla la pieza hecho con CFRTP

5. Tuerca M12 clase 12.9

En la figura 162 se muestran las probetas instaladas antes de realizar los ensayos.

Figura 162: Probetas ensambladas para ensayo de par de apriete en distintos materiales

Con el objeto de realizar una comparativa con los materiales actuales se aplica el mismo

ensayo en probetas de acero. Igualmente, se aplica la misma metodología en probetas de

PA6.6 reforzadas con fibra corta al 30%, que es el termoplástico de nylon base de la matriz de

los composites estudiados. De esta forma queda reflejada la mejora sustancial de los refuerzos

de fibra continua que ya quedó reflejada en los ensayos de tracción y de flexión expuestos los

apartados 4.2 y 4.3.

Figura 163: probetas con distintos materiales para realización del ensayo de par máximo

Para realizar el ensayo se ensamblan todos los componentes que forman el paquete de ensayo

sobre el que se va a aplicar el momento.

Una vez instalado se aplica manualmente el par de apriete a través de una llave

dinamométrica con medidor de par de doble aguja. De esta forma quedará registrado el par

máximo aplicado gracias a la doble aguja.

En la figura 164 se puede ver la llave dinamométrica tras haber realizado un ensayo de par

máximo que ha quedado registrado en el cuadro gracias a la doble aguja.

Figura 164: Cuadro de doble aguja de llave dinamométrica


Los resultados obtenidos en el ensayo de par de apriete máximo se muestran en este

apartado.

4.5.2.2.1 – Probetas de poliamida GF30

SIN UTILIZAR ARANDELAS COMERCIALES DE ACERO:

En las probetas de poliamida 6.6 reforzada con fibra corta de vidrio al 30% los pares de apriete

máximos que soportaron las probetas sin arandela fueron de 43Nm, 39Nm y 45Nm.

El tipo de rotura fue por cizalla, punzonando inicialmente la zona perimetral de la cabeza del

tornillo, seguida de la aparición de una grieta desde el agujero hacia uno de los laterales de la

probeta.

UTILIZANDO DE ARANDELAS COMERCIALES DE ACERO:

Figura 165: Probeta PA GF30 previo al ensayo de par máximo

Cuando el conjunto a ensayar se realizó con arandela, los pares de apriete máximos se vieron

incrementados en un 50% del valor inicial sin arandela, obteniendo resultados de 62Nm, 64Nm

y 80Nm.

Tabla 32: Resultados de par máximo en PA6.6 GF30

Material Arandela Par máximo [Nm] Incremento [%]

PA6.6 GF30 NO 39,43,43,45 ‐‐‐

SI 62,64,80*,80* 50%

* Se alcanzaron valores de 80Nm debido a que no surgió grieta en la probeta pero las probetas

se empezaban a deformar a los 60Nm por lo que este es el valor que hemos considerado para

calcular el incremento con respecto al valor inicial sin arandela.

En este caso, la probeta se flexiona creando una forma de paraboloide y no se punzona,

debido a que la superficie es mayor gracias a la colocación de la arandela, y por tanto no hay

tal concentración de tensiones, el tipo de fallo se muestra en las figura (166, 167 y 168).

Se apreciaron dos tipos de fallo. En algunas probetas se aprecia una elevada deformación sin

rotura. Estas probetas son las que alcanzaron valores más elevados, de hasta 80Nm.

En la figura 166 se muestra la probeta 2 de PA GF30 en la que se aprecia una gran deformación

sin que se produzca grieta, lo que permitió alcanzar un par de 80Nm. Momento en el que se

paró el ensayo debido a la gran deformación. No obstante la deformación, visible a simple

vista, comenzó en valores de 58‐60 Nm.

Figura 166: par máximo en probeta de PA6.6 GF30

Sin embargo, en el resto de probetas se inició una deformación de la probeta no tan agudo y

enseguida se produjo la grieta. Se aprecia que el surgimiento de grieta es desde la zona con

mayor concentración de tensiones en la periferia de la circunferencia de la arandela que crece

hasta uno de los laterales debido al gran aplastamiento.

Figura 167: Fallo de la probeta de poliamida tras aplicarle un par máximo con arandela

En las imágenes de la figura 168 de la probeta 3 de PA GF30 se aprecia perfectamente que la

deformación es mucho menor al de la probeta 2 de la imagen 166. Sin embargo, se genera una

grieta que crece hasta el extremo de la probeta para un par de 62Nm.

Figura 168: Probeta 3 de PA GF30 tras rotura a 62Nm

4.5.2.2.2 – Probetas CFRTP reforzados con fibra de vidrio


En el caso de los materiales compuestos reforzados con fibra continua de vidrio los resultados

fueron mucho mayores a los de la poliamida 6.6 reforzada al 30% con fibra de vidrio corta. En

este caso, el material compuesto soportó, sin arandela, un par máximo de 72Nm, 78Nm y

80Nm.

UTILIZANDO ARANDELAS COMERCIALES DE ACERO:

En este caso, el fallo se producía por cizalla. La placa de composite seguía totalmente unida al

paquete pero se observaba una deformación paraboloide, hundiéndose la zona de la cabeza

del tornillo. Este fallo es debido a la falta de tuerca que crea una menor superficie de contacto

y, por tanto, una mayor concentración de tensiones en el perímetro de la cabeza del tornillo,

produciendo el fallo a cizalla en dicha zona.

Una de las piezas se llevó a pares más elevados, hasta 140Nm, superando el fallo, para

intensificar y resaltar el tipo de fallo.

Figura 169: Resultado del par máximo en probeta de composite de fibra de vidrio

Este efecto de cizalla se puede apreciar más claramente al desmontar la probeta sobrecargada.

En la figura () se aprecia cómo se ha cortada por cizalla parte del composite debido a la acción

de la cabeza del tornillo sobre el mismo.

Al desmontar las probetas se desprendía una corona circular con un diámetro exterior

aproximado al de la cabeza del tornillo.

Figura 170: Probeta de composite desmontada tras ensayo de par máximo

Al introducir una arandela los valores de par máximo se vieron incrementados en torno a un

30% hasta alcanzar pares máximos de 90Nm, 100Nm, 102Nm y 110Nm con arandela.

Tabla 33: Resultados de par máximo en composite de fibra de vidrio


FV & PA6 NO 72,78, 78, 80 ‐‐‐

SI 90,100,102,110 30%

En el caso de los ensayos, con arandela, en los composites de fibra de vidrio con matriz PA6,

volvemos a obtener los mismos dos tipos de fallos que con las probetas de PA6.6 GF30. Es

decir, en algunas probetas se crea una gran deformación y en otras grieta. No obstante, con el

material composite de fibra de vidrio sí que se aprecia que, incluso cuando aparece una grieta

que produce un fallo total, la deformación es muy elevada.

Este comportamiento puede ser debido a la gran capacidad de flexión que tiene este material,

como se demostró en el apartado 4.2, lo que ofrece al material la posibilidad de alcanzar

grandes valores de deformación sin romperse.

En la imagen 171 se aprecia una probeta totalmente deformada sin que se produzca grieta.

Figura 171: probeta 3 de composite FV+PA6 sin grieta tras el ensayo de par máximo

En la figura 171 se muestra una probeta deformada produciendo ondulaciones en la misma y

en la que se ha producido una grieta.

Figura 172: probeta 2 de composite FV+PA6 sin grieta tras el ensayo de par máximo

4.5.2.2.3 – Probetas CFRTP reforzados con fibra de carbono


Al utilizar material compuesto de matriz termoplástica PA6.6 reforzada con fibra continua de

carbono los resultados siguieron mejorando. En este caso, los pares máximos alcanzados sin

arandela rondaron los 110Nm, 112Nm y hasta 120Nm. Los ensayos se paraban porque se oían

crujidos durante la aplicación del par de apriete, pero no se apreciaba ninguna flexión de la

placa.

Al desmontar las probetas se apreciaba que la cabeza del tornillo había empezado a incidir en

la placa de composite, no obstante no llegaba a punzonar la misma, si no que dejaba una

circunferencia perfectamente delimitada y apreciable a simple vista.

Figura 173: Detalle de la marca de la cabeza del tornillo tras el ensayo de par máximo

En otros casos, la cabeza del tornillo sí que incidió de forma más profunda en la placa de

composite puesto que el par se llevó a 120Nm al no ver fallo a simple vista (ver figura 174).

Figura 174: Probeta de composite de fibra de carbono tras par máximo sin arandela

UTILIZANDO ARANDELAS COMERCIALES DE ACERO:

Al igual que en todos los casos anteriores, al añadirle una arandela plana homologada de

Ø24mm el esfuerzo se veía incrementado. En este caso obtuvimos dos grupos de valores, dos

probetas rompieron a 124Nm, sin embargo las otras dos probetas ensayadas con arandela

aguantaron hasta 144Nm y 146Nm.

Tabla 34: Resultados de par máximo en composite de fibra de vidrio


FC & PA6.6

NO 110, 112, 112, 120 ---

SI 124, 124, 144, 146 10-30%

En tres probetas el fallo se produjo con una grieta creciente desde el centro hacia uno de los

laterales de la probeta, y otra menor que se propagaba a 180° de la grieta principal.

Figura 175: Probeta 2 de composite de fibra de carbono tras fallo a par máximo – dos grietas a 180°

En la probeta 5 el fallo se produjo por el surgimiento de una grieta principal, seguido de una

grieta secundaria a 90° produciendo una escisión en la placa de composite.

Figura 176: Probeta 5 de composite de fibra de carbono tras fallo a par máximo – dos grietas a 90°

No obstante, en el caso de las probetas de fibra de carbono no se producían grandes

deformaciones durante la ejecución del ensayo, a diferencia de los ensayos con de fibra de

vidrio. En la figura 177 se muestra la probeta 2 justo antes de romper y no se aprecia ninguna

deformación.

Figure 177: Probeta 2 de fibra de carbono tras fallo

La máxima deformación se aprecia en las probetas tras romper, pero sigue siendo

insignificante en comparación con el resto de materiales anteriores. En las siguientes figuras

(figura 178 y 179) se muestran las probetas tras el fallo y la deformación máxima de cada una.

Figura 178: Probetas de composite de carbono tras rotura

Figura 179: Deformación de las probetas de carbono tras rotura

4.5.2.2.4 – Probetas de acero

El último material que queda por ensayar es el acero.

En este caso este es el material utilizado por excelencia en automoción y en todo tipo de

uniones atornilladas por lo que este ensayo no nos proporcionará nuevos datos de sus

características pero sí que nos demostrará la validez del ensayo así como los valores que se

pueden llegar a alcanzar.

En este caso se aplicó manualmente un par con la llave dinamométrica y se llegó a 150Nm sin

que hubiese ningún tipo de rotura de ninguno de los elementos ya que tanto las tuercas como

los tornillos eran de calidad 12.9.

Tras aplicar 150Nm no se apreció ningún tipo de deformación ni rotura. No obstante en las

probetas que se ensayaron sin arandela sí que se quedó marcada la probeta de acero tal y

como pasó con el material de fibra de carbono.

Figura 180: Probeta de acero tras aplicar par máximo sin arandela

4.5.3 – Ensayo de pérdida de par de apriete


Una vez realizados los ensayos de par de apriete máximo en las probetas de distintos

materiales, con y sin arandela, se realizó el ensayo de pérdida de apriete para conocer la

funcionalidad de la unión atornillada en el tiempo.

Figura 181: Probetas ensambladas

El método para determinar el valor del par de apriete teórico, requerido por nuestro nuevo

caso de tornillos y tuercas, es por medio del control del par de apriete debido a su sencillez y

economía; pero es uno de los métodos más inciertos en cuanto a la garantía de la fuerza de

unión en una unión atornillada.

El control del par de apriete se consigue normalmente ajustando un dinamómetro a un valor

especificado bien sea por el fabricante del equipo o por los valores indicados en las tablas de

torques. Recordemos que el dinamómetro no mide la tensión o precarga en el tornillo sino el

valor del par aplicado. Valor este que es prácticamente producto de la fricción entre los flancos

de las roscas tornillo‐tuerca y del roce entre la cabeza del tornillo y su arandela, solamente el

10% del torque total de ajuste aplicado corresponde a la generación de la fuerza de precarga.

El problema de este método se presenta cuando es utilizado indiscriminadamente sin tomar en

cuenta la aplicación de la unión atornillada.

En la literatura técnica podemos encontrar una fórmula empírica muy simple que nos relaciona

el par de ajuste con la fuerza de precarga generada por el tornillo, en función del diámetro del

mismo y de una constante de proporcionalidad adimensional.

Esta sencilla ecuación, válida en la zona elástica del material del tornillo es:

(Ecuación 23)

MA = K x d x FM

Donde “MA” es el par o torque aplicado al tornillo (Nm), “d” es el diámetro nominal del

tornillo (mm), “FM” es la precarga del tornillo (N) y “K” la constante de proporcionalidad que

normalmente se determina experimentalmente.

Este factor “K” se le denomina con frecuencia como “factor de tuerca” con un valor muy bajo

parecido al del coeficiente de fricción, sin embargo no debe confundirse el factor “K” con el

coeficiente de fricción estático del material.

La tabla 34 muestra los valores típicos del factor “K” para tornillos de acero.

Tabla 35: valores del facto “K” para tornillos de acero

En nuestro caso tendremos que considerar los valores de “K” para tornillos acabados en negro

sin galvanizado, es decir, valores de 0.2‐0.3mm

De la fórmula MA = K x d x FM, el valor de la precarga “FM” del tornillo se determina a partir

del valor de tensión admisible tracción sobre el material del tornillo, que en la mayoría de los

casos se basan en el 90% del valor del punto de fluencia proporcional “Rp” o límite elástico

inferior “ReL” para los tornillos métricos.

Para los tornillos de acero se puede obtener el “Rp” y “Re” según la norma DIN EN ISO 898‐1.

Para un tornillo de clase 12.9 el límite de rotura seria 1200 N/mm2 y el limite elástico es el 90%

del ese valor, es decir 1080 N/mm2

Para un tornillo de clase 10.9 el límite de rotura seria 1000 N/mm2 y el limite elástico es el 90%

del ese valor, es decir 900 N/mm2

El cálculo de la fuerza de precarga se realiza con el 90% de estos valores, obtenidos del límite

elástico.

La fórmula para determinar la fuerza de precarga para el caso del 90% del límite de fluencia

(Rp o ReL) del material del tornillo es:

(Ecuación 24)

FM = 0,9 x Rp x As

(Ecuación 25)

П4 2

Donde:

As = área o sección resistente efectiva de la rosca.

d2 = diámetro primitivo de la rosca. (ISO 724)

d3 = diámetro de núcleo de la rosca.

Como d2 y d3 dependen del paso y del perfil de la rosca, la sección resistente para los tornillos

métricos se puede determinar por:

(Ecuación 26)

Donde “d” es el diámetro nominal de la rosca del tornillo y “P” el paso de la rosca.

La norma VDI 2230 (de la Asociación de Ingenieros de Alemania) “Cálculo sistemático de

uniones atornilladas de alta resistencia en juntas de un tornillo cilíndrico”, expone un grupo de

fórmulas más extensas y complejas en donde se relacionan la geometría del tornillo y del

agujero, el material, los coeficientes de fricción rosca‐rosca y cabeza‐asiento, permitiéndonos

calcular los valores de torque para cualquier tipo de tornillo.

Estas fórmulas parten del principio de que el par de ajuste o torque aplicado total para crear la

precarga del tornillo, es la suma de los pares parciales creados por la fricción, tanto de la rosca

como de la cabeza del tornillo.

(Ecuación 27)

MA = MG + MK

“MG” es el par o torque generado por la rosca y “MK” el momento producido por la fricción de

la cabeza o la tuerca del tornillo, producto de la fuerza de precarga “FM”.

El momento de ajuste que se origina por la precarga sobre la rosca se puede determinar,

prescindiendo del desarrollo analítico, por medio de la ecuación 28:

(Ecuación 28)

Donde:

MG = Momento o par aplicado en la rosca.

FM = Fuerza de precarga sobre la rosca.

d2 = diámetro primitivo de la rosca.

P = Paso de la rosca.

µG = Coeficiente de roce rosca‐rosca.

El número 1,155 es la secante del semi‐ángulo del flanco de la rosca. Para la tornillería métrica

el ángulo del flanco de la rosca es de 60°. De aquí que: Sec (60/2) = 1,155 (redondeando).

El par creado por el roce en la cabeza del tornillo se determina por la ecuación 29:

(Ecuación 29)

Donde:

MKR = Momento o par aplicado en la cabeza del tornillo o en la tuerca.

FM = Fuerza de precarga sobre la cabeza o tuerca.

DKM = Diámetro medio de fricción del área anular de deslizamiento de la cabeza o de la

tuerca.

µK = Coeficiente de roce de la cabeza o tuerca contra el asiento.

El diámetro medio de deslizamiento “DKM” se determina por la ecuación 30:

(Ecuación 30)

En donde “dW” es el diámetro de asentamiento de la cabeza o de la tuerca que aparece en las

normas sobre los tornillos y es aproximado al hexágono de la tuerca o cabeza del tornillo

(dW =s) o el diámetro de la cabeza para los tornillos allen, y “dh” es el diámetro del agujero

donde asienta la cabeza o la tuerca, normalmente grado medio según DIN 69.

Sumando ambas expresiones nos queda que el torque de ajuste se determina por:

(Ecuación 31)

La nomenclatura que se emplea en las fórmulas se corresponde a las indicadas en la norma

VDI 2230.

La ecuación 31 nos permite determinar el par de apriete aplicado al tornillo o a la tuerca; para

conseguir el valor de la fuerza de precarga, en función de los parámetros físicos y mecánicos

del tornillo como la rosca, del agujero de asentamiento de la tuerca o de la cabeza, del

coeficiente roce entre los materiales de fabricación de la unión apernada, y del paso de la

rosca.

Es interesante observar que la expresión encerrada en el paréntesis de la ecuación 31, al ser

dividida por el diámetro nominal “d” de la rosca, se obtiene el valor del factor de tuerca “K”

empleado en la ecuación 23

(Ecuación 32)

La fuerza máxima de precarga sobre el núcleo del tornillo, dentro de la zona elástica del

material, se consigue cuando las tensiones originadas por la precarga alcanzan el valor del

punto de fluencia del material o el punto de proporcionalidad Rp0.2. Esta tensión final o

reducida, está definida por la presencia simultánea de tensiones de tracción, producto de la

precarga y de tensiones de corte por torsión causadas por el par de apriete.

De acuerdo a las teorías sobre la resistencia de los materiales cuando una barra está sometida

a esfuerzos combinados, la tensión resultante se calcula por:

(Ecuación 33)

Sin tomar en cuenta la demostración analítica, de la ecuación 33 se deduce que la fuerza de

precarga “FM”, se calcular por:

(Ecuación 34)

La sección resistente “As” o el área efectiva del tornillo sometido a los esfuerzos se determina

por medio de la ecuación 25, la cual puede escribirse:

(Ecuación 34)

y “ds” se determina por:

(Ecuación 35)

El número contante de 0,9 es el indicador del 90% del punto de fluencia, este valor puede ser

sustituido de acuerdo a la aplicación del tornillo por otro valor.

Con las ecuaciones 31 y 34 ya estamos en capacidad de calcular la fuerza de precarga y el par

de ajuste aplicado para cualquier unión apernada o elaborar nuestras tablas de torque según

nuestras necesidades.

Aplicando los valores de los tornillos, tuercas y probetas utilizadas en el ensayo, se obtienen

los siguientes pares de apriete a aplicar:

En caso de usar un M10x1.5 clase 10.9. El par MA seria 130,47 Nm



En caso de usar un M12x1.75 clase 12.9. El par MA seria 273.02 Nm

Estos son los valores estándar a aplicar para cualquier aplicación según las normas

mencionadas. Sin embargo, los fabricantes de automoción tiene sus propias normas internas

en las que definen los pares de apriete que ellos aplican en sus líneas de montaje. Estos

momentos y fuerzas definidas en las normas internas de automoción siguen la nomenclatura

definida anteriormente. Si nos basamos en la norma VW 01126‐2 [93] del grupo Volkswagen,

el momento aplicado al tornillo en función de la métrica y la clase es:

En caso de usar un M10x1.5 clase 10.9. El par MA seria 55 Nm




En el apartado 4.5.1 ya se hizo un análisis de mercado en lo que a métricas se refiere y se

estudiaron los requerimientos de montaje de “Gear Box”, “Top Mount” y otros elementos con

chapas metálicas sometidas a pares de apriete. Se concluyó que prácticamente la totalidad de

este tipo de piezas se diseñaba para M10 de clase 10.9.

En base a esto, utilizaremos el par de apriete que corresponde a una M10 10.9 según la norma

VW 01126‐2 [93]. Es decir, 110Nm.

Con este dato se analizan los valores de par de apriete máximo con arandela, que soportan las

probetas obtenidos en el apartado 4.5.2.

Tabla 36: Resultados de par de apriete máximo

Material Arandela Pares máximos [Nm] Incremento [%]

PA6.6 GF30 NO 39,43,43,45 ‐‐‐

SI 62,64,80,80 50%

FV & PA6 NO 72,78, 78, 80 ‐‐‐

SI 90,100,102,110 30%

FC & PA6.6 NO 110, 112, 112, 120 ‐‐‐

SI 124, 124, 144, 146 10‐30%

ACERO NO ≥ 150 ---

SI ≥ 150 ---

Teniendo en cuenta los valores tan bajos de las probetas de PA 6.6 GF30, se omitirá este

material para la realización de este estudio, pues no son viables para este tipo de uniones

atornilladas.

En base a los valores de la tabla, se puede aplicar 110Nm a las probetas de material CFRTP de

poliamida 6.6 reforzado con fibra de carbono sin que estas se rompan. Por tanto, se les

aplicara el valor requerido por las normas de “Volkswagen Automotive Group”, al igual que a

las probetas de acero.

El valor de 110Nm equivale a un 80‐90% del par de apriete máximo de las probetas de fibra de

carbono. Como las probetas de material CFRTP de PA6 reforzado con fibra de vidrio al 45% no

alcanzan los 110Nm sin romper, se les asignará un nuevo valor para estudiar la pérdida de

apriete.

Para decidir que par de montaje aplicaremos a las probetas de composite PA6 reforzada con

fibra continua de vidrio, las cuales no alcanzarían los 110Nm, nos basaremos en el porcentaje

del par máximo que se ha calculado para el montaje de las probetas de fibra de carbono.

Tomaremos el valor más desfavorable, es decir, 90Nm * 0.9 = 81Nm

Este valor se asemejaría al par de apriete para una métrica 10 de clase 8.8 definido en la

norma VW 01126‐2 (93): 80Nm.

Una vez definidos los pares de apriete, se aplican a cada probeta (con distintos materiales)

siguiendo la misma configuración que en el apartado 4.5.1 (figura 161).

Tras aplicar el par de apriete definido anteriormente para cada probeta, se dejaron las

probetas precargadas almacenadas en una atmósfera controlada, en el recinto de calidad de

las instalaciones de “CMP AUTOMOTIVE GROUP” a una temperatura ambiente de 23±2°C.

Parte de la batería de pruebas realizadas con los distintos materiales se soltaron con la llave

dinamométrica de doble aguja pasados 7 días, y de esta forma se analizó la pérdida de apriete

a corto plato. La otra mitad se mantuvieron almacenadas durante el periodo de realización de

la tesis, para poder conocer la pérdida de apriete en periodos largos.


El par de precarga se aplicó en todas las probetas el 06/05/2015. La primera tanda de probetas

se soltaron el 13/05/2015 para medir la pérdida de apriete a corto plazo. La siguiente tanda de

probetas se soltó el 06/08/2018. Es decir, 3 años, y 3 meses después de realizar el primer

apriete.

Los resultados obtenidos se muestran en la tabla 37

Tabla 37: Resultados de pérdida de apriete

Material Par inicial

[Nm] Par [Nm] 13.05.15

Pérdida [%]

13.05.15

Par [Nm] 06.08.18

Pérdida [%]

06.08.18

Acero

110 106 3,6% --- ---

110 106 3,6% --- ---

110 --- --- 102 7.27%

110 --- --- 104 6.45%

FC & PA6.6

110 92 16.3% --- ---

110 94 14.5% --- ---

110 --- --- 73 33.6%

110 ‐‐‐ ‐‐‐ 70 36.36%

FV & PA6

82 72 12.2% --- ---

82 69 15.8% --- ---

82 ‐‐‐ ‐‐‐ 58 28.4%

82 --- --- 56 30%

Analizando los resultados podemos concluir que la pérdida en par de apriete máxima en la

unión de los composites con el vehículo, se sitúa en torno a un 32% por el mero hecho de la

fluencia de los materiales. En cambio, en el acero, tan solo se pierde en torno a un 7%. Por

tanto, los CFRTP pierden 4,5 veces más apriete que el acero.

4.5.4 – Discusión de resultados y soluciones alternativas

Los resultados obtenidos en las tablas 36 y 37 de los apartados anteriores son inferiores a los

obtenidos con acero.

En el caso de las probetas de acero no conseguimos aplicar un par lo suficientemente alto

como para provocar una rotura del mismo y se superaron valores de 150Nm.

Sin embargo, los materiales compuestos estudiados ofrecían resistencia a pares hasta los

110Nm en el caso de la fibra de vidrio, y 140Nm en el caso de la fibra de carbono

aproximadamente; a partir de estos valores el material fallaba produciéndose una rotura

completa de la probeta.

También se observa que, a lo largo del tiempo, los composites pierden el par de apriete en

torno a un 32% incluso sin haberles aplicado ninguna carga cíclica o constante, ni habiendo

sido sometidos a ciclos climáticos adversos. Estos resultados obtenidos no son aceptables en el

mundo de automoción.

Sin embargo, hay que considerar que los valores ofrecidos por los composites son muy

superiores a los valores que ofrece una poliamida 6.6 reforzada con fibra corta de vidrio al

30%, los cuales rondaban 60Nm aproximadamente.

Este dato abre las puertas al sector de los materiales termoplásticos reforzados con fibra larga

(CFRTP), pues existen actualmente soluciones alternativas para realizar uniones en piezas de

poliamida sobreinyectada que están ofreciendo resultados positivos.

Por tanto, se podría utilizar estos materiales compuestos en aplicaciones estructurales,

simplemente añadiendo una de las soluciones estudiadas para los materiales plásticos sin

refuerzos.

Estas soluciones consisten en introducir insertos metálicos en las zonas de anclaje y

sobreinyectar el material compuesto. De esta forma toda la carga del par de apriete es

soportada en compresión por el inserto metálico, asegurando de esta forma que se van a

alcanzar cargas altas de compresión o par sin que se produzca rotura y que el par de apriete

aplicado se va a mantener en el tiempo.

Algunas de estas soluciones de insertos metálicos se pueden apreciar en la figura 182 ofrecidas

por la empresa Spirol.

Figura 182: Soluciones de insertos para plásticos ‐ Spirol

Otras opciones más evolucionadas y recientes son los insertos formados por la combinación de

una unión, a elegir según el tipo de enlace que se quiere realizar, y una base para unirlo al

composite (figura 183).

Figura 183: Insertos para composites – Big Head

Este tipo de insertos forman parte del catálogo de la empresa BigHead, empresa dedicada

desde hace más de 40años a las fijaciones adhesivas y que actualmente dispone de fijaciones

mecánicas para materiales compuestos o plásticos y ha desarrollado un departamento de

diseño para este tipo de uniones para aplicaciones especiales.

Este tipo de fijaciones parten todas de un mismo concepto: una cabeza plana perforada que

mantiene el producto y reparte la carga, que se suelda a una amplia variedad de tornillos,

tuercas o cualquier elemento de unión deseado.

Para unir este tipo de insertos con el composite existen tres opciones:

1. Dejar un espacio en la placa del composite para el elemento de sujeción del inserto, e

introducir la placa y el inserto en un molde de sobreinyección de plástico, que inyecte

plástico alrededor de toda la superficie del conjunto (ver figura 184).

Otra de las grandes ventajas de los composites de matriz termoplástica es que es posible

sobreinyectar plástico sobre ellos. De tal forma que se le puede dar un acabado diferente,

o se pueden sobreinyectar nervios para reforzarlos en zonas críticas, o con geometrías

difíciles, o para realizar este tipo de uniones.

Figura 184: Esquema unión de inserto con plástico sobre inyectado

2. Otra opción para añadir este tipo de insertos en la estructura del composite es

adhesivando los insertos al mismo. Esta idea es la que empezó a desarrollar hace 40 años

BigHead para este tipo de uniones. En este caso la cabeza plana del inserto se pega al

material CFRTP por medio de unos pegamentos específicos a la naturaleza del soporte,

que se introducen a través de los agujeros de la cabeza realizando un “cosido” de alta

resistencia (Fig. 185).

Figura 185: Adhesivado de insertos a placa CFRTP

3. Otra opción sería soldar los mismos a la placa de CFRTP. Esta idea está aún por desarrollar,

pero ya hay investigaciones sobre la posibilidad de soldar materiales CFRTP con aceros o

aluminios [94]

4. Por último, se podrían reforzar los agujeros pasantes de la placa de composite, con

insertos metálicos instalados a presión, tipo remache, para que se introduzca un elemento

de unión roscado como un tornillo y la cabeza del mismo o de la tuerca ejerza la presión

sobre el inserto de acero remachado, o introducido por interferencia, en vez de sobre la

lámina de composite. En la siguiente imagen se muestra este tipo de solución

proporcionada por iGestek implementada en una lámina termoconformada de CFRTP.

Figura 186: Insertos metálicos en lámina termoconformada CFRTP (iGestek)

5. – CASO ESTUDIO: APLICACIÓN EXPERIMENTAL DE CFRTP EN SISTEMA “DIFFERENTIAL GEAR MOUNT”

5.1 – Introducción

Durante el apartado 4 se han estudiado todas las características necesarias para conocer si los

materiales compuestos de matriz termoplástica reforzadas con fibra continua pueden ser

utilizados en la gama de productos estructurales anti‐vibratorios y amortiguantes del sector de

automoción.

Estas características estudiadas en el apartado 4 no están estudiadas ni descritas por el

proveedor, por lo que no hemos podido obtenerlas de las hojas de datos de propiedades, que

ofrece el proveedor de sus láminas de composite. A su vez, estas características no habían sido

previamente estudiadas en la literatura, ni se disponía de ensayos para analizar este tipo de

características de estos prometedores materiales compuestos, los cuales se encuentran en una

etapa de investigación y desarrollo.

De igual forma, no se disponía de normas con parámetros definidos para realizar ensayos

estándar, los cuales nos hubieran permitido caracterizar ciertos parámetros de los materiales.

Por ello, en el apartado 4 hubo que desarrollar de cero nuevas metodologías para ensayar y

caracterizar los materiales CFRTP, y que a su vez puedan ser utilizadas como guías generales

para futuros estudios.

Una vez realizados los ensayos y estudiadas las propiedades que ofrecen los composites en los

campos deseados para la gama de productos, podemos decir que son materiales válidos para

la utilización en dichos productos por su:

Ligereza

Alta procesabilidad

Geometrías complejas y posibilidad de sobreinyectar refuerzos

Altas propiedades mecánicas

Flexibilidad

Buenas propiedades dinámicas

Buena adhesión con caucho vulcanizado

Posibilidad de ser utilizados en elementos con zonas de unión mecánicas

En base a los resultados obtenidos, decidimos fabricar un molde para realizar prototipos a

partir de placas consolidadas de materiales compuestos de matriz termoplástica reforzados

con fibras continuas.

El objetivo es realizar, con materiales CFRTP, una pieza estructural que actualmente está

fabricada con acero y que se utiliza en una pieza estructural en componentes de automoción

anti‐vibratorios y amortiguadores.

Por ello, se estudió el portfolio de la empresa CMP AG hasta encontrar una pieza que haya sido

validada y homologada, que se esté produciendo en serie y que se encuentre en vehículos que

estén en el mercado y actualmente en circulación.

La pieza elegida para introducir los CFRTP, tiene que ser una geometría que nos permita dar el

salto de ensayar probetas extraídas de planchas planas, a una geometría tridimensional del

composite tras un proceso termoconformado, pero sin que la geometría sea extremadamente

compleja. De forma que no dificulte el estudio propio del nuevo material y no dé lugar a

posibles errores que distorsionen el estudio y/o la caracterización de los nuevos materiales

foco de la tesis.

Se toma el diseño elegido como un primer paso antes de realizar geometrías más complejas

con materiales CFRTP termoconformados, pero a su vez, la pieza elegida proporcionará

resultados y conocimientos perfectamente extrapolables a otras piezas actuales hechas con

placas de acero, las cuales podrían ser sustituidas por materiales CFRTP.

La pieza elegida es un “differential gear mount” diseñada, desarrollada y producida en serie

por la empresa CMP AG. Esta pieza es un elemento estructural que soporta la estructura del

diferencial, pero a su vez, tiene como componente caucho vulcanizado para amortiguar las

cargas y de esta forma transmitir menos fuerza al resto de componentes. El caucho también

aporta al conjunto características dinámicas que ofrezcan una conducción confortable así

como una transmisión de fuerzas lo más suave posible.

Un diferencial es el elemento mecánico que permite que las ruedas derecha e izquierda de un

vehículo giren a distinta velocidad, según éste se encuentre tomando una curva hacia un lado

o hacia el otro. En la imagen 187 se muestra un diferencial seccionado. Se puede aprecia que

se trata de un sistema complejo y pesado que transmitirá cargas elevadas a la pieza a estudiar.

Figura 187: Diferencial

En la imagen 188 se puede ver la estructura de la suspensión y amortiguación donde va

instalada la pieza en la que vamos a sustituir la chapa de acero por CFRTP.

Figura 188: Sub‐frame

En la Figura 161 se ve en detalle la zona del diferencial donde van instaladas las piezas con sus

chapas.

Figura 189: Diferencial y piezas gear mount

La chapa que aparece en negro en la Figura 189 está fabricada actualmente de acero, con una

protección de pintura por Electrodeposición catódica (cataforesis ‐ KTL). Esta pintura ofrece

productos duraderos y elevada resistencia a la corrosión en el ensayo por cámara de niebla

salina.

En la figura 190 se muestra la figura a estudiar, cuya chapa de acero se sustituye por CFRTP.

Figura 190: Modelo 3D del gear mount

Las dimensiones generales de la pieza de acero son las siguientes:

Figura 191: Chapa de acero del gear mount

En la figura 192 se observa la pieza real en vehículos actualmente en el mercado.

Figura 192: Gear mount con chapa de acero (izquierda) y sin chapa (derecha)

Esta pieza, con la chapa actual de acero, se monta en pareja con otra pieza sin chapa (ver

figura 189). Este paquete tiene requerimientos axiales estáticos, dinámicos, par de apriete y

fatiga que analizaremos en los siguientes apartados. Al mismo tiempo compararemos los

resultados actuales, montados con la chapa de acero, con los resultados obtenidos con la

chapa de la misma geometría pero fabricada con CFRTP termoconformada. Analizaremos sus

ventajas y sus déficits, y cómo se podría rediseñar para cumplir los mismos requerimientos que

con chapa de acero, utilizando una chapa de CFRTP.

La pieza actual (con acero) pesa 128 gr de los 201 gr que pesa el conjunto.

El acero presenta una densidad de 7.2 gr/cm2 y el composite de 1.8 gr/cm2.

La de composite pesará: 128 x1.8/7.2 = 32 gr.

El ahorro de peso en la chapa será de 75%.

El peso del conjunto bushing + chapa de CFRTP será 105g. Lo que implica una reducción del

conjunto del 48%.

Para la fabricación del composite se ha elegido fibra de vidrio. La razón es que este material es

más competitivo económicamente que el CFRTP reforzado con carbono. Además, el CFRTP con

fibra de vidrio, ofrece propiedades específicas similares o incluso superiores a algunos aceros,

y se ha demostrado en el apartado 4 que sus propiedades dinámicas son óptimas. También hay

que tener en cuenta que los resultados del estudio de adhesión fueron mejores con la fibra de

Vidrio que con los CFRTP de carbono. En este caso la pieza estudiada no va adhesivada a la

goma, pero prácticamente la totalidad de la familia de productos estudiada sí que lo está. Por

ello, tiene sentido utilizar un material que pueda ser aplicado a prácticamente la totalidad de

las piezas de esta gama de productos.

5.2 – Fabricación prototipo CFRTP: Diseño y Procesado.

Para la realización de la chapa en versión CFRTP trabajamos junto con iGestek como “partner”.

iGestek es una empresa que centra su actividad en la generación y desarrollo de proyectos

tecnológicos de ingeniería y consultoría en el campo de la innovación tecnológica y que genera

tecnología propia, que después explota mediante transferencia tecnológica.

Su principal línea de trabajo en cuanto innovación se centra en el estudio de los materiales

compuestos de matriz termoplástica reforzados con fibra continua y estudia y desarrolla

aplicaciones para el sector de la automoción.

Como se ha descrito en el apartado 5.1, el objetivo es realizar una placa de material CFRTP con

las dimensiones de una placa de acero que se utiliza actualmente en el mercado y forma parte

de una pieza “differential gear mount “diseñada, desarrollada y producida en serie por la

empresa CMP AG. Sin embargo, hay que estudiar las limitaciones de diseño de los CFRTP antes

de realizar el molde prototipo y las piezas, intentando copiar completamente la geometría de

la placa actual de acero.

Algunos de los puntos de estudio a tener en cuenta en la fabricación del prototipo CFRTP son:

Las aristas a 90° han de ser redondeadas para evitar posibles roturas de fibra. Radios

mínimos: A la hora de definir el valor mínimo de los radios de la pieza hay que tener en

cuenta la composición del material utilizado. No obstante, como regla general, se

determina que el radio mínimo para este tipo de materiales en ángulos rectos o

cercanos es de 0.9‐1.5mm [95]

Figura 193: Radio interior de valor inferior al recomendado

Se recomienda realizar esquinas en las que el radio de las tres aristas que la forman

sea el mismo.

Al conformar el acero, el radio interior nunca es igual que el exterior y la diferencia

entre ambos depende del espesor de la placa. En los materiales CFRTP se puede

mantener el mismo valor en el interior que en el exterior debido a la capacidad de las

fibras y la resina de migrar.

Figura 194: migración de fibras a radios iguales

Figura 195: Radios conformados

De hecho, en base a estudios de Fiberforge [95], cuando tenemos ángulos de 90°

en diseños con materiales CFRTP se recomienda que ambos radios (interior y

exterior) sean iguales. En este caso se obtiene, según cálculos FEM, una reducción

de las deformaciones en un 60% al aplicar una carga en la dirección de la figura

195 y 196.

Figura 196: FEM de la aproximación "Novel" de Fiberforge

No se recomiendan radios exteriores elevados para evitar dañar la fibra o producir

fallos interlaminares.

No obstante los ángulos a 90° y ángulos agudos no son recomendables

El ángulo de desmoldeo en las paredes paralelas a la dirección del molde ha de ser

entre 1° y 3°, dependiendo de la longitud de dicha pared.

Respecto a la contracción térmica, iGestek no ha observado en pruebas realizadas

en diferentes geometrías ninguna contracción determinante, por lo que considera

que no han de incrementarse las dimensiones de la pieza en ninguna proporción

En el caso de diseños con agujeros, iGestek recomienda su realización una vez

terminado el conformado de la pieza, mediante taladrado y otra técnica de post‐

procesado. Si los agujeros no son estructurales se recomienda una distancia

mínima a los bordes de la pieza de 1.5 veces el diámetro del agujero. En caso

contrario, si el agujero es estructural, la distancia mínima ha de ser el triple del

diámetro.

Con todos estos requisitos de diseño se realiza el diseño de la placa de CFRTP lo más parecida

posible a la placa de acero, pero evitando geometrías que puedan dañar la fibra o la matriz

durante el proceso o que compliquen el proceso de fabricación de termoconformado:

Se mantiene el espesor de 3mm para equiparar resultados a igualdad de espesores

Se mantienen los diámetros interior (Ø47) y exterior (Ø80) de la chapa

Se mantiene la circunferencia que posiciona los agujeros posicionadores pero se

aumenta el diámetro de los mismos de Ø5.65 a Ø6, debido a que se van a taladrar

con una broca tras el termoconformado. Esta dimensión no es un problema, ya

que estos agujeros solo tienen la función de sujetar la chapa a la pieza,

introduciendo dos “pins” de goma vulcanizada que se le añaden a la pieza de

caucho.

La tolerancia de planicidad en las caras de apoyo del CFRTP es de 0.2mm. Los

fabricantes de vehículos suelen pedir entre 0,15 y 0,2mm en las caras donde se

realizan aprietes. Esto indica un buen acabado del prototipo CFRTP.

Se mantiene la altura total de 11mm de la pieza y se mantiene la tolerancia de

±0.3mm.

Se mantiene el ángulo de transición entre las dos caras planas paralelas.

Se mantiene el diámetro interior de Ø13mm con la misma tolerancia de ±0.2mm.

Con el fin de evitar problemas interlaminares, se reducen los radios de transición a

1mm. Este valor está dentro de los estándares de diseño y además el ángulo entre

caras es 112°, lejano a 90° o ángulos agudos.

La geometría final de la pieza CFRTP se muestra en la Figura 197

Figura 197: Dimensiones del prototipo CFRTP

El material a utilizar es de la familia de materiales “TEPEX®, más específicamente: dynalite 102‐

RG600/45%”.

Figure 198: nomenclatura laminas Tepex®

Conocida la geometría final, se pasa a definir el tamaño y geometría de la preforma, y del

bastidor que la va a sujetar.

En este caso, al tratarse de una geometría sencilla, la preforma inicial consistirá en una placa

cuadrada a la que se le han realizado cuatro agujeros en los extremos que serán los puntos de

anclaje con el bastidor de sujeción durante el proceso de conformado.

Figura 199: Preforma del prototipo CFRTP

El sistema de sujeción al bastidor será mediante resortes elásticos por cuatro puntos.

El número de resortes depende de las dimensiones y geometría de la lámina, así como del tipo

de resorte del que se trate, pero siempre debe haber un mínimo de tres resortes que aseguren

la tensión y por tanto la planicidad de la placa cuando se caliente mediante los emisores

cerámicos infrarrojos. En este caso, debido al pequeño tamaño de la probeta, será suficiente

con aplicar la sujeción y tensión de la lámina en los cuatro vértices achaflanados.

Los resortes no son elementos comerciales normales, si no que se fabrican a medida

adaptándose a las necesidades de cada pieza.

Los cuatro puntos de anclaje de la placa CFRTP están cubiertos con papel de plata para evitar

la transmisión de calor a esos puntos, de este modo se mantendrá su estructura rígida de placa

consolidada sin que aumente su fluencia, porque podría derivar en un desgarro o falta de

tensión en el resto de la placa, con riesgo de acabar en un problema de deslaminación por

falta de tensión.

En la siguiente Figura 200 se aprecia la preforma CFRTP sujeta al bastidor.

Figura 200: Preforma CFRTP en bastidor (iGestek)

Como se puede observar, el bastidor está formado por perfiles comerciales de aluminio.

Una vez definida la geometría de la pieza final y de la preforma de la lámina, se pasa a definir

los parámetros de procesado del material CFRTP para termoconformarlo.

La empresa “Bond Laminates”, que fabrica las planchas de la marca “Tepex” que se están

utilizando en este estudio, aporta datos generales de procesado para el material que estamos

utilizando:

Temperatura de conformado: 240‐260°C

Velocidad de la prensa (acercamiento): >50mm/s

Velocidad de cerrado: 5mm/s

Presión de consolidación: 5bar – 100bar

Temperatura de extracción ≤110°C

Incluso disponiendo de estos datos aportados por el proveedor, para cada material hay que

ajustar los parámetros, en función de la cantidad de materia a transformar y de la geometría

de la misma. Es fundamental ajustar los parámetros de procesado para evitar oxidación o

degradación del material durante el calentamiento [96]. Un mal proceso de transformación

puede ocasionar fractura de fibras [97] y afectar al comportamiento mecánico de la pieza final

[98], ya sea por un mal calentamiento en la primera etapa, o por una temperatura no

adecuada en el molde o incluso por que el material se ha dañado durante su procesado. Por

tanto, es necesario tener claros conocimientos sobre el procesado de los CFRP [99 y 100]

Los pasos a seguir para termoconformar CFRTP se describieron en el apartado 2.5.

La instalación en la que se van a conformar los prototipo CFRTP cuenta con tres zonas

claramente diferenciadas, adaptadas a las necesidades del proceso.

Figura 201: Instalación prototipo para termoconformado de láminas CFRTP

Tanto la instalación de la placa en la estructura soporte o bastidor de sujeción, así como la

alimentación de la línea de procesado, son manuales.

Figure 202: Esquema de carga manual del bastidor de sujeción

En la siguiente Figura se muestra la zona de alimentación de las instalaciones piloto y la prensa

de conformado al final de la línea.

La siguiente zona del proceso es la zona de calentamiento. En esta zona se calienta la lámina,

sin perder la tensión en la misma, para evitar problemas de deslaminamiento.

Al calentar la lámina, el material termoplástico se ablanda, permitiendo conformarlo de

manera sencilla, sin grandes cargas y permitiendo que se adapte a las distintas geometrías.

En general, las láminas de composite se calientan entre 220° y 280°C en función de la matriz

termoplástica (normalmente debe realizarse a unos 20‐40° más que la temperatura de fusión

del termoplástico virgen).

Tabla 38: Temperaturas recomendadas para las láminas en función del material

No ha de confundirse esta temperatura en la lámina con la temperatura de los emisores.

Como se explicó en apartados anteriores, el calentamiento debe realizarse por inducción,

preferiblemente por emisores infrarrojos para evitar oxidaciones en el material. Se

recomienda que estos emisores infrarrojos emitan en longitudes de onda entre los 0.7 y 100

µm, cuanto menor sea la longitud de onda, mayor será la temperatura de calentamiento.

El tiempo de calentamiento depende de los ciclos productivos deseados pero se recomienda

utilizar emisiones IR con la suficiente potencia para calentar el material en ciclos de 1 a 2

minutos, lo que equivale a unos 40 kW/m2. Según la característica de los emisores pueden

obtenerse ciclos de 20 segundos.

Figura 203: Emisores cerámicos IR

En la tabla 39 se muestran las características de los emisores infrarrojos:

Tabla 39: características de los emisores IR utilizados

En función del espesor de la lámina, será necesario calentarla solo por una cara o por ambas.

En nuestro caso, al estar por encima de 1.5mm, la calentamos por ambas caras a través de dos

paneles de emisores IR.

Figura 204: Panel de emisores IR

Los paneles diseñados para este proceso de termoconformado de CFRTP constan de 76

emisores IR. Se optó por dividirlo de manera que se formen 14 zonas, cada una de ellas

controladas por un termopar.

Figura 205: Panel de emisores IR diseñado en base a los conocimientos de iGestek

Estos termopares están asociados a una lámpara IR y envían información de la temperatura de

dicha lámpara a un regulador. Mediante este regulador se puede controlar la temperatura que

se desea alcance el grupo de lámparas controladas por el termopar. En este caso, se tienen 14

termopares conectados a 14 reguladores, controlando así las 14 zonas marcadas. De esta

manera se puede otorgar a la lámina un calor más homogéneo, ya que se regula la

temperatura de las zonas exteriores dando más calor que en las zonas interiores.

Figura 206: Regulador

La configuración del panel es la siguiente

Lámparas yuxtapuestas

Con un único reflector trasero

Una zona extra de superficie de calor

Figura 207: Esquema lámparas IR

Una vez calentada la lámina, hay que transportarla al molde desde la zona de calentamiento

en menos de 3 segundos, para evitar que se enfríe.

La lámina se transporta en su bastidor por lo que este se ha diseñado equipado con sistemas

de guiado para realizar una transferencia rápida al molde.

Una vez transportada, entramos en la zona de conformado. El molde deberá estar atemperado

para conformar la lámina de manera adecuada. A continuación se muestran las temperaturas

recomendadas del molde en función del tipo de matriz.

Figura 208: Temperaturas generales del molde

Una vez la lámina está situada en el molde, se recomienda que la velocidad de acercamiento

sea mayor de 50mm/s para asegurar que la pieza se forme antes de que el termoplástico se

solidifique. Para realizar los prototipos, utilizaremos durante los 10mm últimos de conformado

una velocidad de 5mm/s. Seguiremos por tanto los parámetros definidos por Bond Laminates.

La presión de la prensa depende del tipo de matriz, del refuerzo, del espesor del conjunto y de

la forma de la pieza.

Figura 209: Modelo 3D del diseño del molde

No obstante, aunque el valor depende de los parámetros descritos anteriormente y cada

fabricante de lámina tiene sus propias especificaciones para cada material, los valores de

presión generales se encuentran entre 5 y 100 bares. De forma general podríamos tomar como

datos generales los valores, en función del tamaño de la lámina a transformar (Tabla 40)

Tabla 40: Valores generales de presión del molde

En la siguiente Figura 210 se muestra el molde real del proyecto.

Figura 210: Molde de termoconformado CFRTP

Por último, queda enfriar y sacar la pieza del molde tras ser enfriada hasta una temperatura

menor de 110 ºC, generalmente de 20 segundos a 2 minutos, en función del espesor de la

lámina.

Dependiendo del grosor del material y del nivel de automatización de la planta, los tiempos de

ciclo rondan los 40 ‐180 seg.

Figura 211: Pieza CFRTP extraída del molde

Una vez extraída la pieza del molde, se puede ver como la parte introducida en el molde queda

perfectamente conformada con un acabado excelente. Sin embargo, la parte exterior al molde

pierde la tensión de los muelles cuando la prensa se cierra y sigue estando a temperaturas

elevadas, lo que ocasiona una deslaminación en toda la zona externa. Esta es la razón por la

que es de fundamental importancia conseguir un adecuado estado de tensión durante el

calentamiento, u obtendremos deslaminaciones antes de introducirlo al molde.

Figura 212: Detalle de deslaminación

Por otro lado, se puede ver en la figura 214, como en las zonas de los anclajes protegidas no ha

afectado el calor y se mantiene con el mismo acabado y propiedades que la lámina rígida de

partida.

Figura 213: Zona de sujeción tras el termoconformado

Una vez retirada la plancha del molde y enfriada, se elimina la materia sobrante. Se hicieron

pruebas inicialmente, mecanizando la pieza, pero el acabado no era el deseado y se decidió

usar la opción del corte con un utillaje expresamente diseñado para este fin, con el que se

obtuvieron resultados positivos, con un gran acabado.

Figura 214: Modelo 3D del útil de corte

La pieza final obtenida se muestra en la Figura 189

Figura 215: Prototipo CFRTP

5.3 – Ensayo de rigidez axial en “gear mount” con prototipo CFRTP

5.3.1 – Definición del ensayo

Una vez fabricada la pieza, se dispone a ensayar el “gear mount” sustituyendo la placa de

acero original por la placa de CFRTP fabricada.

Figura 216: Placa CFRTP montada en gear mount

El primer paso, antes de realizar cualquier otro ensayo dinámico o de fatiga, es realizar un

ensayo estático, para analizar su rigidez.

Como hemos visto anteriormente, el montaje en vehículo está formado por un paquete de dos

piezas diferentes hechas de caucho vulcanizado, poliamida inyectada en la parte exterior y un

núcleo de acero, las cuales una de ellas siempre lleva una chapa de acero (figura 217).

Figura 217: Esquema de montaje

Las piezas siempre tienen que ser montadas pasadas 24h mínimo del proceso de vulcanizado, y

se tiene que esperar un mínimo de otras 24h después del montaje, antes de que puedan ser

ensayadas.

El ensayo a realizar tiene las siguientes condiciones de ensayo:

Las piezas deben ensayarse a temperatura ambiente ( 23°C ±2°C)

El ensayo consta de una aplicación de carga en la dirección Fz a tracción y compresión

(TC)

Se realizaran 3 ciclos de acondicionamiento para evitar el efecto Mullins del caucho

vulcanizado

Se realizará el cuarto ciclo en el que quedará registrada la curva fuerza‐desplazamiento

y de donde se obtendrán los valores de rigidez , fuerza y desplazamiento del ensayo

No se aplicara ninguna precarga en ninguno de los ciclos

Tanto los ciclos de acondicionamiento como el ciclo de ensayo se realizaran a

10mm/min

Los valores de cara máximo son ±8kN

Se tomaran los valores de desplazamiento en los siguientes puntos:

‐8000N, ‐6000N, ‐4000N, ‐3000N, ‐2000N, ‐1500N, ‐1000N, ‐500N, 0N, 500N, 1000N,

1500N, 2000N, 3000N, 4000N, 6000N, 8000N.

Los valores de aceptación se definieron por el OEM. Por motivos de confidencialidad no se

puede mostrar los valores y tolerancias definidas por el fabricante. No obstante, en este

artículo se vulcanizaran piezas con una goma que se utilizará tanto en las piezas con la placa de

acero como en las de CFRTP y por tanto se podrán comparar resultados.

Siguiendo todas las directrices anteriores se montaron chapas CFRTP termoconformadas y se

ensayaron conforme a las condiciones de ensayo definidas.

Figura 218. Gear mount con CFRTP en ensayo axial

Se realizaron dos tipos de probetas: unas de 3mm de espesor de acuerdo al plano mostrado

anteriormente, y otras en las que se cambiaron los topes del molde (señalados en rojo en la

Figura) y se aplicó una mayor presión a la placa de composite, de tal forma que se conformó

0.5mm de mas, dejando la placa en un espesor final de 2.5mm.

Figura 219: Topes del molde de conformado

Marcaremos las diferentes probetas con una pegatina circular de color verde para las probetas

originales de 3mm de espesor y con pegatinas circulares de color azul para las comprimidas

hasta 2.5mm.

Figura 220: Probetas CFRTP de 3mm (verde) y 2.5mm (azul)

También se ensayan piezas con la placa original de acero para comparar resultados.

5.3.2 – Resultados del ensayo

En la Figura 221 se muestran los resultados de dos conjuntos de piezas ensayadas con placa de

acero.

Figura 221: Ensayo axial con placa de acero – Gráfica de Test Xpert

La histéresis del ensayo entre la aplicación de la carga y el retorno es debida al efecto Mullins

de la goma. En la siguiente imagen se muestran los valores de referencia ensayados con la

placa de acero.

Figura 222: Tabla de resultados de ensayo axial TC con chapa de acero (Test Xpert)

Una vez hemos determinado el punto de referencia (chapa de acero), se ensayan piezas con la

chapa de CFRTP.

Inicialmente se prueban las placas CFRTP de 3mm de espesor (pegatina verde)

Figura 223: Ensayo axial TC con chapa CFRTP de 3mm

En las gráficas de la figura 223 se aprecia que en la zona de aplicación de la carga negativa

(cargas negativas y desplazamientos negativos), el resultado es más blando con CFRTP de 3mm

que con las chapas de acero.

Esta zona es precisamente donde el CFRTP trabaja.

Figura 224: Esquema de la deformación de la placa CFRTP en ‐Fz

En la figura 224 se muestra un esquema de cómo trabaja la placa en la aplicación negativa de

la carga. La base de la chapa CFRTP, enganchada a la pieza de caucho, se introduce hacia el

interior del anillo produciendo que el “ala” de la placa se doble, debido a los topes de goma

que se apoyan sobre el anillo que le impiden el movimiento.

El material de CFRTP, al ser menos rígido y más flexible que el acero a igualdad de espesores,

muestra una deformación mayor aun trabajando dentro del rango elástico. Esto hace que los

valores de desplazamiento sean mayores y se salgan de los límites definidos por la chapa de

acero.

Figura 225: Detalle de la gráfica de ensayo axial en aplicación negativa (CFRTP 3mm)

Los valores numéricos de la zona “‐Fz” obtenidos en el ensayo son

Tabla 41: Resultados gear mount con CFRTP de 3mm

L [mm] a -8k N -6 kN -4 kN -3 kN -2 kN -1 kN -1.5 kN -0.5 kN

FV & PA6 3mm

P1 -3.45 -3.18 -2.70 -2.34 -1.87 -1.58 -1.26 -0.88

P2 -3.47 -3.19 -2.69 -2.31 -1.82 -1.53 -1.20 -0.83

Los resultados obtenidos con la chapa comprimida hasta 2.5mm (pegatina azul) son:

Figura 226: Ensayo axial TC con chapa CFRTP de 2.5mm

Al igual que con la placa de 3mm, los resultados son blandos y se salen del margen definido

por la chapa de acero. En este caso es debido al menor espesor. Incluso partiendo de la misma

placa virgen de 3mm, los resultados son peores. Inicialmente se creía que al partir del mismo

espesor de palca rígida la pieza final iba a ser más rígida por comprimirla más. Todo lo

contrario, parece que se produce una migración de materiales en el conformado, de tal forma

que, posiblemente, las fibras se desordenen e incluso se dañen, y que parte de la matriz migre

al exterior a la zona de corte. Esto produce que el resultado sea peor.

También se puede apreciar gran dispersan en los resultados obtenidos en las chapas con

CFRTP de 2.5mm. Esto puede ser debido al proceso de termoconformado como ya se explicó

en el apartado 5.2. Al comprimir de mayor forma el composite, es posible que estemos

trabajando dentro de los límites de procesado de material y por eso, alguna de las placas se

dañe durante el proceso, dando propiedades mecánicas inferiores a las esperadas [98 y 100].

Figura 227: Detalle de la gráfica de ensayo axial en aplicación negativa (CFRTP 2.5mm)

Los valores numéricos de la zona “‐Fz” obtenidos en el ensayo son

Tabla 42: Resultados gear mount con CFRTP de 2,5m


FV & PA6 2.5mm

P1 -4.46 -4.15 -3.59 -3.15 -2.58 -2.23 -1.84 -1.35

P2 -3.91 -3.61 -3.07 -2.65 -2.11 -1.78 -1.41 -0.98

5.3.3 – Discusión de resultados

Los resultados del apartado 5.3.2 muestran que el composite es demasiado flexible. Esto es

debido a que no presenta la rigidez necesaria, a igualdad de espesores que el acero, como para

cumplir los requisitos establecidos con la chapa de acero.

Se observa que este comportamiento no es causa de la goma ni cualquier otro elemento del

sistema estudiado, si no de la placa de CFRTP. Esta conclusión se obtiene analizando las

figuras 223 y 226, donde se puede apreciar que la pieza es más rígida solo en la zona negativa

de aplicación de carga, que es donde trabaja la chapa prototipo CFRTP o la de acero.

Este cuadrante de aplicación de la carga “‐Fz” es la zona de trabajo en la que la chapa de acero,

o CFRTP, tiene que ejercer las funciones de tope y retener el conjunto para evitar

desplazamientos altos, consecuencia de una rigidez de la chapa inferior a la deseada.

Sin embargo, estos resultados son bastante positivos, pues el espesor de las chapas de CFRTP

era el mismo o incluso 0.5mm menos de espesor, es decir un 16.67% menos. Es sabido que los

CFRTP tienen mejores propiedades específicas, pero eso implica la necesidad de un mayor

volumen que el del acero para igualar condiciones. Por tanto ambos materiales no son

equiparables a igualdad de dimensiones o volumen.

Los resultados obtenidos en el cuadrante de aplicación de carga en la dirección negativa se

muestran en la tabla 43.

Tabla 43: Desplazamientos en la dirección "‐Fz"


FV & PA6 2.5mm

P1 -4.46 -4.15 -3.59 -3.15 -2.58 -2.23 -1.84 -1.35

P2 -3.91 -3.61 -3.07 -2.65 -2.11 -1.78 -1.41 -0.98

FV & PA6 3mm

P1 -3.45 -3.18 -2.70 -2.34 -1.87 -1.58 -1.26 -0.88

P2 -3.47 -3.19 -2.69 -2.31 -1.82 -1.53 -1.20 -0.83

Acero P1 -2.15 -2.00 -1.73 -1.52 -1.20 -1.00 -0.75 -0.46

P2 -2.27 -2.11 -1.83 -1.61 -1.28 -1.07 -0.81 -0.50

En la tabla 44 se puede ver la desviación media, mínima y máxima de las probetas de 3mm de

espesor con respecto a los resultados obtenido con la placa de acero.

Tabla 44: Desviaciones en el ensayo axial con chapa de CFRP de 3mm

Material Desviación [mm] -8k N -6 kN -4 kN -3 kN -2 kN -1 kN -1.5 kN -0.5 kN

FV & PA6 3mm

max. 1.32 1.19 0.97 0.82 0.67 0.58 0.51 0.42

media 1.25 1.13 0.92 0.76 0.61 0.52 0.45 0.38

min. 1.18 1.07 0.86 0.70 0.54 0.46 0.39 0.33

Figura 228: Grafica de las desviaciones CFRTP 3mm

Si analizamos los resultados, se observa que aunque la desviación en “mm” va incrementando

conforme la carga aumenta, también el propio desplazamiento nominal aumenta. Sin

embargo, si hablamos en porcentajes, la desviación de desplazamiento de la probeta CFRTP

con respecto a la de acero es de en torno a un 50% en cada uno de los puntos de carga.

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

1,25

1,50

1,75

2,00

2,25

2,50

‐8000 ‐6000 ‐4000 ‐3000 ‐2000 ‐1500 ‐1000 ‐500

Desviación [mm]

Fuerza [N]

Desviacion FV & PA6 (3mm)

Máximo

Mïnimo

Tabla 45: Desviaciones en el ensayo axial con chapa de CFRP de 2,5mm

Material Desviación [mm] -8k N -6 kN -4 kN -3 kN -2 kN -1 kN -1.5 kN -0.5 kN

FV & PA6 2.5mm

max. 2.31 2.15 1.86 1.63 1.38 1.23 1.09 0.89

media 1.98 1.83 1.55 1.34 1.11 0.97 0.85 0.69

min. 1.64 1.50 1.24 1.04 0.83 0.71 0.60 0.48

Figura 229: Grafica de las desviaciones CFRTP 2.5mm

La fibra de vidrio comprimida hasta 2,5mm, partiendo de la misma chapa virgen, muestra

peores resultados. Las desviaciones en “mm” son mucho más elevadas, alrededor de 1,3mm

más de desplazamiento que la chapa de acero para cada caso de carga. Se alcanzan unas

desviaciones máximas a ‐8kN por encima de 2,25mm y un porcentaje de desviación media que

alcanza casi el 90% en cada caso de carga, comparado con el acero.

La dispersión obtenida en resultados utilizando las chapas azules puede indicar que el proceso

no es el adecuado, pudiendo estar trabajando al límite de las capacidades del material. Esto

implicaría que algunas de las chapas se vieran afectadas y sus propiedades en pieza final no

sean las óptimas.

Se ensayaron más piezas, obteniendo dispersiones en resultados. Por el contrario, las probetas

CFRTP de 3mm no mostraban esta dispersión entre resultados.

Con este ensayo queda demostrado que no es factible la conversión directa de acero a CFRTP.

Es necesario reforzar la geometría cuando se realiza este cambio de material (de igual modo

que si hiciésemos el cambio a aluminio) con el fin de rigidizar la estructura. Rigidizar la pieza de

CFRTP lo suficiente para asemejarse al acero puede que implique simples cambios geométricos

o un aumento de volumen de la pieza comparado, o ambos. No obstante, incluso aumentando

el volumen de la placa para poder usar CFRTP en vez de acero, el uso de estos material

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

1,25

1,50

1,75

2,00

2,25

2,50

‐8000 ‐6000 ‐4000 ‐3000 ‐2000 ‐1500 ‐1000 ‐500

Desviación [mm]

Fuerza [N]

Desviacion FV & PA6 (2.5mm)

Máximo

Mïnimo

ofrecerá grandes ventajas en la reducción de peso, puesto que los CFRTP son en torno a un

75% menos densos que el acero.

Aunque haya que rediseñar la placa de CFRTP para rigidizar la estructura, queda demostrado

que no se produce rotura, ni grietas, ni altas deformaciones permanentes en la placa de CFRTP

durante el ensayo. La única razón de que el resultado no sea aceptable es que, debido a la

flexibilidad características de los CFRTP, se alcanzan valores de desplazamiento mayores a los

obtenidos con el acero.

Gracias a las grandes ventajas que ofrecen los materiales compuestos de matriz termoplástica

reforzados con fibra continua, disponemos de una gran variedad de opciones para rigidizar la

estructura CFRTP:

En primer lugar: sería posible incrementar únicamente el espesor de la chapa para

darle una mayor rigidez. Esta opción es factible puesto que se realizaron cálculos en las

piezas de goma inyecatada que forman el conjunto “gear mount”. Los cálculos

demostraron que es posible reducir la longitud del inserto interior de aluminio de las

piezas y rediseñar la geometría de goma para que continúe cumpliendo las rigideces

radiales y axiales. A su vez se puede reducir ligeramente los topes de goma, de esta

forma, aunque aumentemos el espesor de la chapa, mantendremos la distancia de

apriete entre ambas caras de los insertos interiores de las piezas que forman el

paquete de montaje. Además, el aumento de espesor de la chapa no interferiría con el

entorno del diferencial.

Reforzar la placa de composites por medio de embuticiones de refuerzo en la zona

inferior del ala. Esta opción se estudió desde el punto de vista de proceso y diseño de

molde. Se concluyó que sería posible realizar unas embuticiones de refuerzo en la zona

inclinada de transición, entre la zona plana de la base y la zona plana del ala. Estas

embuticiones darían mayor rigidez evitando que el ala pueda flexionarse

Otra opción es añadir refuerzos mediante sobreinyección de plástico. Gracias a la

capacidad de los CFRTP de ser sobreinyectados podríamos sobreinyectar plástico y

realizar los refuerzos en la zona de transición pero con plástico en forma de

contrafuertes en vez de embuticiones en la chapa CFRTP. En caso necesario se podría

inyectar desde PA 6.6 hasta plásticos técnicos de grandes propiedades mecánicas y

reforzados con porcentajes de fibra de vidrio corta o en bolas por encima del 60% [101

y 102]

5.4 – Ensayo axial estático en placa CFRTP del prototipo


En el apartado 5.3 se ha demostrado que la conversión de acero a CFRTP, en igualdad de

condiciones, no reproduce al 100% los valores obtenidos con la chapa de acero. Por lo tanto, si

queremos alcanzar los mismos valores que con la chapa de acero, es necesario estudiar

alternativas geométricas para reforzar la misma.

Con el fin de poder estudiar en detalle el comportamiento de la chapa, sin influencias de las

piezas de caucho‐metal amortiguantes, se decide realizar un ensayo aislado sobre la chapa

prototipo de CFRTP. El objetivo es reproducir las condiciones de contorno y casos de carga a

los que está sometido el CFRTP en el ensayo real, una vez montado en el paquete del

“differential gear mount”.

De esta forma, se pueden analizar los tipos de fallo y las cargas bajos las que las chapas

empiezan a plastificar. Con los datos obtenidos se puede realizar una simulación de la placa

CFRTP sin añadir más variables no lineales provenientes de la goma, y se podrá determinar qué

tipo de refuerzo o rediseño seria el adecuado para rigidizar el CFRTP y que pueda ser

equiparable en deformaciones al acero.

5.4.2 – Definición del ensayo

En la figura 230 se muestran los puntos de carga o apoyos que afectan a la chapa durante el

ensayo axial del conjunto

Figura 230: Boceto de conjunto gear mount

En la zona plana central de la chapa hay un área que se encuentra totalmente fijada entre el

casquillo interior de aluminio y la tuerca. Otra zona que afecta a la definición de las

condiciones de contorno son los topes de goma, contra los que incide la chapa.

Estas dos zonas, son las que tienen movimiento relativo entre sí, produciendo que la chapa se

“alargue” y que la zona del “ala” de la chapa se flexione al incidir contra los topes de goma.

Para reproducir este efecto, se diseña un útil metálico cilíndrico y hueco (ver figura 231), que

tendrá el mismo diámetro que los topes de goma. El movimiento relativo que se produce en la

pieza real se aplica a través este útil, con el fin de simular el empuje o reacción que producen

los topes de goma en la chapa.

Figura 231: Cilindro de aplicación de carga

A su vez, diseñaremos un útil sobre el que se apoyará la parte central de la base (ver figura

232). Este útil, tendrá el diámetro definido por cliente como zona de contacto y dispondrá de

un macho para centrar la chapa de CFRTP durante el ensayo. De esta forma se evita cualquier

tipo de desplazamiento lateral.

No se realiza ningún par de apriete en la chapa de CFRTP. El área de estudio de los aprietes en

CFRTPs ya se ha tratado anteriormente (ver apartado 4.5), por tanto, para no añadir más

variables y poder aislar el comportamiento de la chapa para su estudio, se evita este tipo de

uniones durante este ensayo. En el caso de que no sea funcional realizar el apriete sobre

CFRTP en este caso real, se pueden aplicar las soluciones alternativas estudiadas y propuestas

en dicho apartado.

Figura 232: base del ensayo axial aislado

Una vez construido el sencillo utillaje, se instala y se ensaya la chapa CFRTP.

Los parámetros de realización del ensayo bajo una carga única serán los siguientes:

Temperatura ambiente 23ºC

Precarga: 0N

Velocidad del ensayo:

Carga cíclica aumentando el valor de carga desde 500N hasta rotura o

deformación plástica aumentando progresivamente el rango de los saltos.

Figura 233: configuración del ensayo axial aislado en prototipo CFRTP

5.4.3 – Resultados del ensayo

Se analizan tanto las probetas CFRTP de 2,5mm como de 3mm de espesor.

En la figura 234 se muestran los resultados de la probeta “azul” de 2,5mm de espesor,

sometida a ciclos de carga y descarga aumentando el valor de la aplicación de carga, desde

500N hasta la rotura por encima de 20kN.

Figura 234: Gráficas del ensayo axial aislado en prototipo CFRTP (2.5mm)

Se observa que, a partir del ciclo de 6kN, las curvas muestran un cambio de pendiente en el

tramo final del trayecto de aplicación de la carga. Este cambio de pendiente podría ser fruto de

un factor geométrico. Es decir, puede ser fruto de que, al alcanzar ciertos valores de carga, la

deformada de la chapa CFRTP prototipo sea menos rígida y produzca este cambio de

pendiente.

En la tabla 46 se muestran los valores numéricos de desplazamiento a los distintos valores de

aplicación de carga (500N, 1KN, 2KN, 3KN, 4KN, 6KN, 8KN, 10KN, 12KN, 14KN y 24KN) y de

deformación permanente en cada uno de los ciclos.

Tabla 46: Resultado de ensayo axial aislado en prototipo CFRTP (2.5mm)

Se realiza el mismo ensayo en probetas de 3mm de espesor.

Se aplican ciclos de carga y descarga desde 500N hasta 24kN. En este caso, se detiene el

ensayo en el ciclo de 24kN debido a la elevada deformación permanente de 0,99mm.

En la figura 235 se muestran las gráficas de cada ciclo del ensayo.

Figura 235: Gráficas del ensayo axial aislado en prototipo CFRTP (3mm)

En la tabla 47 se muestran los resultados numéricos de deformación permanente y

desplazamiento en cada ciclo de carga.

Tabla 47: Resultado de ensayo axial aislado en prototipo CFRTP (3mm)

En este caso, la deformación permanente no supera los 0,1mm hasta llegar a 10kN, con un

valor de deformación permanente de 0,13mm. En el siguiente ciclo (12kN), la deformación

permanente alcanza de 0,24mm. Valores por encima de 0,2mm se consideran inaceptables.

5.4.4 – Discusión de resultados

En los resultados obtenidos con la chapa prototipo CFRTP de 2.5mm (ver figura 234 y tabla 46),

se puede apreciar que en los ciclos de carga de 6 y 8kN, la deformada permanente aumenta de

0,03mm en los primeros ciclos, hasta a 0,12mm en el ciclo de 6kN y 0,2mm en el ciclo 8kN. La

deformada permanente va aumentando en los ciclos posteriores hasta alcanzar una

deformada permanente de 0,43mm en el ciclo previo (18kN) a que la probeta rompiera antes

de alcanzar los 24kN.

Se puede concluir por tanto que a partir de 8kN la probeta tiene una deformación permanente

por encima de 0,2mm lo que no sería válido dentro de los estándares de calidad de este tipo

de pieza. Por tanto, podemos considerar que a 8kN la probeta ya se deforma plásticamente.

Esto implica que en el ensayo axial de todo el conjunto la chapa está trabajando al límite de la

zona plástica.

En la figura 236 se han superpuesto las gráficas de resultados de los primeros 8 ciclos del

prototipo CFRTP de 3mm. De esta forma todas las curvas parten del punto “0.0” y es más

visible el cambio de pendiente a lo largo de los ciclos. Se puede apreciar el cambio de

pendiente debido a la entrada en la zona de plasticidad en el ciclo 7 de 10kN. Esta disminución

de la rigidez/pendiente se acentúa en el siguiente ciclo 8 de 12kN, siendo el valor de

deformación permanente no aceptable.

Las dos curvas, en las cuales la pendiente ya es inferior a los ciclos anteriores, se marcan en

rojo en la figura 236. Los 6 primeros ciclos conservan la pendiente inicial y a partir del sexto

ciclo la pieza pierde rigidez (ciclos 7 y 8).

Figura 236: Graficas superpuestas CFRTP 3mm

La deformación plástica no aparece en los CFRTPs de 3mm hasta cargas mayores que con la

chapa de 2,5mm. La progresión posterior respecto a la deformación permanente es similar en

ambas piezas (2,5mm y 3mm).

En el ensayo axial de todo el sistema “gear mount”, las cargas alcanzadas en la dirección “‐Fz”

son de ‐8kN. En los resultados mostrados en la tabla 46 se aprecia que, a partir de 6kN, la

chapa prototipo CFRTP de 2.5mm empieza a plastificar. Por lo tanto, al trabajar en el sistema a

cargas superiores, estamos superando este límite. Esto indica que el diseño de 2.5mm no es

válido en su geometría actual.

En el caso de la chapa de 3mm tenemos un mayor margen de seguridad en el ensayo de rigidez

axial del conjunto. Analizando la tabla 47, se observa que, a 8kN, la deformación permanente

del prototipo CFRTP de 3mm es inferior a 0,09mm. Aunque los valores de deformación plástica

a carga máxima de 8kN puedan ser aceptables, la flexibilidad de la chapa hace que la rigidez

del conjunto sea menor a la esperada. Por ello, aunque la pieza no rompa ni se deforme, es

necesario realizar un rediseño para rigidizar la pieza.

Queda una vez más demostrado que la chapa de 3mm de espesor proporciona mejores

características de rigidez que la sobre‐compactada de 2,5mm.

5.4.4 – Simulación virtual del ensayo axial aislado en prototipo CFRTP


En este apartado se pretende simular y reproducir el comportamiento de las placas de CFRTP

del prototipo, en las condiciones de carga y de contorno definidas en el apartado 5.4.2.

El objetivo que se persigue es poder establecer una metodología de simulación a macroescala

de la lámina [103,104 y 105], que nos permita obtener unos resultados comparables con los

obtenidos realmente, con el objetivo de poder proponer alternativas de diseño de la chapa

CFRTP para futuras líneas de trabajo.


Se dibujan tanto la chapa prototipo como los utillajes (base y empujador) definidos en el

apartado 5.4.2 utilizados en el ensayo real. Para ello, utilizamos el software de dibujo grafico

3D Unigraphics NX 8 de Siemens.

La chapa de CFRTP se dibuja como un cuerpo sólido, el cual se malla posteriormente. Los

cuerpos correspondientes a los utillajes de ensayo se dibujan como superficies y son

considerados en el cálculo como elementos rígidos no deformables.

Esta consideración es debida a que los utillajes reales utilizados son de acero F125 bonificado,

por lo que suponemos que no se deformarán o no tendrá efecto en los cálculos comparado

con las deformaciones de la chapa de CFRTP.

Esta suposición de partida simplifica los cálculos realizados por el programa, lo que implica una

rapidez de cálculo mucho mayor.

Figura 237: modelo 3D del ensayo axial aislado en prototipo CFRTP

Como preprocesador para mallar la chapa de CFRTP se utiliza uno de los módulos del software

NX8 llamado “Advanced simulation”.

Se utilizan tetraedros de 4nodos como elementos de la malla. El tamaño de los elementos es

de 0.85mm En este caso, no es posible realizar una malla con elementos hexagonales y

revolucionarla ya que los dos agujeros rompen la continuidad de la sección. Sería posible

omitir estos dos agujeros y los resultados no serían apreciables. Sin embargo, debido a que el

cálculo es rápido, se opta por simular la chapa con la geometría exacta de la pieza prototipo

real.

Debido a la simetría de la chapa se realiza una simplificación, mallando solo la mitad de la

chapa (ver figura 238).

Figura 238: Malla prototipo CFRTP

Una vez se dispone de la malla, se introducen las superficies rígidas no deformables y la malla

al software de cálculo. El software utilizado es Marc Mentat de MSC.

Figura 239: Malla prototipo CFRTP en Marc Mentat ‐ MSC

Los parámetros de la simulación son:

Tipo de elementos: “Solid Linear Tetrahedron” & Full Integration

Simetría: Se aplica una condición de contorno restringiendo el movimiento lineal en la

dirección Y en los nodos de la cara donde se aplica la simetría de la chapa.

Chapa CFRTP: elemento deformable mallado con nodos

Utillaje de ensayo: superficies rígidas sin nodos.

Condiciones de ensayo:

La base, al ser superficie rígida no se deformar y tampoco se mueve a menos que

el usuario introduzca dicha orden. En este caso de estudio, la base se mantiene

fija.

Se aplica un movimiento al casquillo de ‐2mm en la dirección Z para simular el

ensayo real.

La condición de interacción entre la chapa mallada CFRTP y los utillajes de ensayo

es una condición de contacto, sin pegado, con un coeficiente de rozamiento de 0.3

Una vez lanzado el cálculo, se obtendrán los valores de desplazamiento deformación y

tensiones de la chapa CFRTP y se comparan con los resultados reales.

En base a los resultados de los cálculos obtenidos por medio de métodos de elementos finitos

(MEF o en inglés “FEM”: finite element methodology), se proponen y calculan las opciones de

mejoras requeridas para poder utilizar materiales CFRTP en esta aplicación concreta, con el

objetivo de alcanzar los mismos valores que las chapas de acero, pero con una reducción de

peso en el conjunto.

Las opciones de mejora a estudiar se explican en el apartado 5.3.3.

5.4.4.3 – Resultados de la simulación

Para validar los resultados obtenidos del cálculo mediante el método de elementos finitos, se

realiza el cálculo en la chapa con la geometría real del prototipo fabricado con CFRTP.

En las figuras 240 y 241 se muestra la deformada de la chapa así como los desplazamientos en

el eje “z”.

Desplazamientos máximos en Z a 8kN:

Figura 240: Desplazamientos máximos en Z Marc Mentat ‐ MSC

Tensiones a 8kN:

Figura 241: Desplazamientos máximos en Z Marc Mentat ‐ MSC

Una vez el cálculo ha finalizado, se exportan los resultados de fuerza y desplazamiento del

utillaje cilíndrico que actúa como empujador.

Estos resultados son importados a Excel, donde se grafican y se comparan con los resultados

reales con la chapa de CFRTP obtenidos en el apartado 5.4.3

5.4.4.4 – Discusión de resultados.

En la siguiente figura 242 se muestran graficados los 7 primeros ciclos del ensayo real en la

chapa de prototipos CFRTP y el resultado de la simulación mediante elementos finitos.

Figura 242: Resultado fuerza‐desplazamiento de la simulación con Marc Mentat ‐ MSC

Tanto el ciclo 7 como el 8 de los ensayos reales han entrado en zona plástica (ver figura 243),

por lo actualmente no se pueden obtener datos fiables en este estado con materiales CFRTP.

Actualmente, está bajo estudios la caracterización y modelizado de los CFRTP en la zona

elástica, por tanto en ningún caso podremos simular comportamientos plásticos. Además, en

el modelizado del material en el software de cálculo Marc Mentat no se ha tenido en cuenta

comportamientos plásticos, y se ha simplificado las características del material para un rango

elástico.

Figura 243: Zona plástica

Hay que tener en cuenta que el inicio de las curvas obtenidas de los prototipos reales de 0 a

0,1‐0,15 mm no es puramente lineal. Esto puede ser debido a las tolerancias de planitud en los

utillajes de ensayo o a las rigideces o uniones de los elementos de la máquina de ensayo.

Analizando la zona lineal de los 6 primeros ciclos se obtiene que la rigidez real de los

prototipos CFRTP es 11700N/mm. Con este dato, se toma un punto coincidente de las gráficas

de los 6 primeros ciclos y se dibuja una recta con una pendiente de 11700 N/mm (ver línea

continua naranja de la figura 244). Esta línea representa la zona lineal de los resultados reales

en prototipos CFRTP.

Figura 244: Pendiente/rigidez lineal de los resultados reales

La rigidez de 11700 N/mm sigue la tendencia general de la zona lineal de las curvas de los

distintos ciclos de ensayo.

Si se considera la rigidez lineal de los ciclos 4, 5 y 6 se obtienen rigideces de 10.800 N/mm,

11.900 N/mm y 12.300 N/mm respectivamente. En las figuras 245, 246 y 247 se muestra la

linealidad de las curvas de los ciclos 4, 5 y 6.

Figura 245: Pendiente/rigidez lineal del ciclo 6



Desplazando la línea naranja dibujada al punto de coordenadas 0.0 se demuestra que la

simulación “MEF” es muy precisa (figura 248). Se observa que el cálculo FEM reproduce el

comportamiento de manera prácticamente exacta hasta 4kN. A partir de ahí se empieza a

desviar pero, en base a las desviaciones obtenidas, se puede establecer como resultados

óptimos los obtenidos hasta 6kN.

Figura 248: resultados MEF y comparativa

Una vez se ha validado el cálculo por el método de elementos finitos en base a la modelización

del material definida [106 y 107], se procede a rediseñar la chapa con el fin de rigidizarla.

5.4.4.5 – Propuestas de mejora

En este apartado se realizan tres rediseños de la pieza de chapa actual para rigidizar la pieza de

CFRTP:

El primero de los rediseños (Versión 2 – figura 249) consiste en realizar un doblado de

la parte exterior del “ala” de la chapa del “gear mount” con el objetivo de rigidizar esa

zona del ala. Esta operación se podría realizar modificando el molde de conformado y

recalculando la placa de preforma del material CFRTP. No implica una modificación

costosa ni complicada, no obstante sí que implica un aumento de peso.

Otra alternativa seria sobreinyectar nervios de poliamida en la zona central y recubrir

el exterior del “ala” con el mismo material para fortalecer también esta zona del

extremo (versión 3 – figura 249). Gracias a las características de los CFRTP esta

operación de sobreinyectado es posible a diferencia de en sus homólogos los

termoestables. Esta modificación es más costosa puesto que hay que realizar un molde

de termoconfomrado e inyección de plástico. El peso de la chapa también se verá

aumentado.

El último escenario a estudiar es la unión de los dos diseños anteriores. La

modificación sería igual de costosa y complicada que la de la versión 3.

En la figura 249 se muestran los resultados de las deformadas obtenidos por iGestek en

cada una de las versiones, así como el porcentaje de reducción de los desplazamientos

comparados con el diseño actual (referencia), y el aumento porcentual de peso en cada

una de las versiones.

Figura 249: Resultados de cálculos de iGestek

En base a la media de los resultados obtenidos con la chapa de acero en el apartado 5.3.2, se

define un rango de tolerancias para establecer que resultados serían considerados aceptables.

Si aplicamos una reducción del 22.5% a los resultados reales obtenidos en el prototipo CFRTP

de 3mm, se observa que con las mejoras V02 y V03 estaríamos dentro de tolerancias o cerca

del límite superior definido (ver tabla 48).

Tabla 48: Resultados de la simulación FEM comparados con los resultados reales y rango de tolerancias.

L [mm] a -8 kN -6 kN -4 kN -3 kN -2 kN -1.5 kN -1 kN -0.5 kN

Rango max. -2.65 -2.46 -2.13 -1.87 -1.48 -1.24 -0.93 -0.57

min. -1.76 -1.64 -1.42 -1.25 -0.99 -0.82 -0.62 -0.38

FV & PA6 3mm

P1 -3.45 -3.18 -2.70 -2.34 -1.87 -1.58 -1.26 -0.88

P2 -3.47 -3.19 -2.69 -2.31 -1.82 -1.53 -1.20 -0.83

V.02 &V.03 (+22.5%)

P1 -2.67 -2.46 -2.09 -1.81 -1.45 -1.22 -0.98 -0.68

P2 -2.69 -2.47 -2.08 -1.79 -1.41 -1.19 -0.93 -0.64

La solución ideal, desde el punto de vista de aligeramiento, es la V03. El aumento de peso es

de tan solo un 12,9% respecto al sistema de referencia. La chapa de CFRTP en caso de utilizar

esta opción seguiría siendo un 71,8 % más ligera que la chapa de acero. No obstante, el

aumento del precio tendría que ser evaluado.

En caso de que primase el precio frente al peso, se podría optar por la versión 2. Con esta

versión obtendríamos la misma reducción de desplazamientos, pero el aumento de peso seria

de un 35,5%, frente al 12,9% de la versión 3. No obstante, la chapa seguiría siendo un 66,1%

más ligera que la chapa de acero actual.

El estudio de todas estas alternativas, la fabricación de prototipos y el estudio económico de

las mismas se plantea como futuras investigaciones.

5.5– Ensayo dinámico en prototipo CFRTP

5.5.1– Justificación

En toda la gama de productos estructurales anti‐vibratorios, se requieren ciertas

características estáticas de rigidez, así como unas características dinámicas muy específicas y

un comportamiento optimo ante ensayos de durabilidad de cargas cíclicas definidas por

bloques o mediante señales de carretera (RLD: road load data).

Una vez analizadas las características estáticas del “gear mount” con una chapa “restrictor

plate” de material CFRTP, se estudian en este apartado las características y las diferencias

dinámicas obtenidas al usar CFRTP en vez de acero.

Como ya se adelantó en el apartado 4.4, los materiales CFRTP tienen unas características

mucho mejores que los aceros en lo que a absorción de vibraciones y amortiguamiento se

refiere. Estas grandes características de los CFRTP aportan mejores comportamientos en el

ámbito del confort, evitando vibraciones y ruidos al ser usados en elementos estructurales. En

la familia de productos que se están estudiando, estas grandes ventajas aportadas por los

CFRTP se podrán apreciar en elementos como bieletas y grandes “top mounts”, que son piezas

con gran volumen de componente rígido, el cual ejerce de nexo de unión entre los elementos

de caucho. Sin embargo, es posible que en el tipo de pieza “gear mount” que se está

estudiando no se aprecie tanto estas ventajas dinámicas de los CFRTP debido al gran volumen

de caucho vulcanizado comparado con el volumen de CFRTP, así como por el tipo de ensayo en

dirección axial en el que se requieren los ensayos dinámicos.

5.5.2– Definición del ensayo

Los parámetros o condiciones del ensayo dinámico vienen definidos por el fabricante al igual

que los requisitos a cumplir por el paquete formado por los dos “gear mounts”, uno de los

cuales lleva la chapa de acero o CFRTP.

La configuración del montaje es la misma que para el ensayo axial estático y que para la fatiga

(ver figura 217).

Las condiciones de ensayo del paquete son las siguientes:

Las piezas deben ensayarse a temperatura ambiente ( 23°C ±2°C)

El ensayo consta de una aplicación de carga en la dirección Fz a tracción y compresión

(TC)

Se tomarán tres valores de rigidez y ángulo de perdida a 25Hz y ±1mm de amplitud en

cada una de las siguientes precargas aplicadas al conjunto:

‐2000N / ‐1500N / ‐1000N / ‐500N / 0N / +500N / +1000N / +1500N / +2000N

Se toma como valor de referencia la media del resultado obtenido en la chapa de acero y se

aplica una tolerancia de ±20% sobre el mismo. Estos valores máximos y mínimos serán los

criterios de aceptación establecidos para evaluar el comportamiento de las chapas de CFRTP.

5.5.3– Resultados del ensayo

En este apartado se muestran los resultados obtenidos bajo las condiciones de ensayo

definidas en el apartado anterior en piezas ensambladas con chapa de acero (condiciones de

producción en serie y montaje en vehículos actuales) y ensambladas con chapas de CFRTP de

3mm de espesor (marca verde). También se ensayan las chapas comprimidas hasta 2,5mm de

espesor durante la operación de termoconformado (marca azul).

Como hito de control se realiza inicialmente el ensayo en la pieza con la chapa de acero.

En la tabla 49 se muestran los resultados obtenidos con la chapa de acero a 25Hz y ±1mm de

amplitud.

Tabla 49: Resultados del ensayo dinámico del conjunto “gear mount” con chapa de acero

TEST CONDITIONS ACERO ‐ P2 ACERO ‐ P1

Freq. [Hz]

S‐Dyn. [mm]

Preload [N]

Dyn. Stiff. [N/mm]

Dyn.Angle [°]

Dyn. Stiff. [N/mm]

Dyn.Angle [°]

25 1 ‐2000 2505,61 4,11 2560,15 3,76

25 1 ‐1500 2039,94 3,86 2107,38 3,60

25 1 ‐1000 1598,85 3,86 1683,94 3,64

25 1 ‐500 1224,88 3,94 1310,30 3,86

25 1 0 932,15 4,42 1020,09 4,26

25 1 500 800,90 5,36 859,86 5,19

25 1 1000 948,19 5,62 968,89 5,36

25 1 1500 1143,95 5,45 1137,56 5,17

25 1 2000 1408,25 5,21 1405,49 4,85

Se toman estos valores reales obtenidos con la chapa de acero como valores de referencia a

comparar con los resultados obtenidos con chapas CFRTP. Tomando estos datos como punto

de partida se ensayan las piezas con chapas de CFRTP de 3mm y 2,5mm de espesor.

Tabla 50: Resultados del ensayo dinámico del conjunto “gear mount” con chapa de CFRTP de 2,5mm

TEST CONDITIONS COMPOSITE AZUL ‐ P2 COMPOSITE AZUL ‐ P1

Freq. [Hz]

S‐Dyn. [mm]

Preload [N]

Dyn. Stiff. [N/mm]

Dyn.Angle [°]

Dyn. Stiff. [N/mm]

Dyn.Angle [°]

25 1 ‐2000 1985,51 5,76 1887,15 5,74

25 1 ‐1500 1665,83 5,37 1550,92 5,22

25 1 ‐1000 1295,07 4,74 1127,54 4,67

25 1 ‐500 968,30 4,44 749,50 4,44

25 1 0 749,31 4,89 543,97 5,12

25 1 500 790,57 4,99 732,00 5,27

25 1 1000 978,42 5,29 907,73 5,49

25 1 1500 1168,06 5,39 1109,39 5,26

25 1 2000 1423,21 5,19 1366,12 4,93

Tabla 51: Resultados del ensayo dinámico del conjunto “gear mount” con chapa de CFRTP de 3mm

TEST CONDITIONS COMPOSITE VERDE ‐ P2 COMPOSITE VERDE ‐ P1

Freq. [Hz]

S‐Dyn. [mm]

Preload [N]

Dyn. Stiff. [N/mm]

Dyn.Angle [°]

Dyn. Stiff. [N/mm]

Dyn.Angle [°]

25 1 ‐2000 2161,17 5,02 2156,00 4,94

25 1 ‐1500 1789,96 4,58 1769,64 4,50

25 1 ‐1000 1417,02 4,20 1364,48 4,21

25 1 ‐500 1074,03 4,16 1003,79 4,27

25 1 0 831,13 4,57 760,40 4,89

25 1 500 801,43 5,15 771,59 5,46

25 1 1000 978,45 5,37 963,29 5,58

25 1 1500 1169,18 5,25 1146,23 5,47

25 1 2000 1422,97 5,10 1420,25 5,25

Al igual que los resultados obtenidos en los ensayos estáticos anteriores, las placas de CFRTP

dan rigideces inferiores a las de las chapas de acero en la zona de trabajo ‐Fz, es decir, con

precargas negativas.

Al igual que en los ensayos estáticos, la chapa de CFRTP de 2,5mm de espesor es menos rígida

que la de 3mm.

En las imágenes 250 y 251se observan los resultados graficados de las rigideces dinámicas

obtenidas a 25HZ y ±1mm de amplitud, para las diferentes precargas definidas.

Figura 250: grafica de resultado de rigideces dinámicas del gear mount a 25Hz y 1mm

Figura 251: gráfica de resultado de ángulos dinámicos del gear mount a 25Hz y 1mm

Se observa que el ángulo es mayor con los CFRTP que con el acero.

5.5.4– Discusión de resultados

En la tabla 52 se muestran la media de los valores de los resultados de rigideces dinámicas y

ángulos obtenidos en chapas de acero y de los dos tipos de CFRTP.

Tabla 52: Desviaciones de rigideces y ángulos en el ensayo dinámico a 25Hz y ±1mm

ACERO – MEDIA COMPOSITE AZUL ‐ MEDIA COMPOSITE VERDE –MEDIA

Stiff. [N/mm]

Angle [°]

Stiff. [N/mm]

Desv. [%]

Angle [°]

Desv. [%]

Stiff. [N/mm]

Desv. [%]

Angle [°]

Desv. [%]

2533 3,94 1936 ‐23,6% 5,75 46,1% 2159 ‐14,8% 4,98 26,4%

2074 3,73 1608 ‐22,4% 5,29 41,9% 1780 ‐14,2% 4,54 21,7%

1641 3,75 1211 ‐26,2% 4,70 25,3% 1391 ‐15,3% 4,20 11,9%

1268 3,90 859 ‐32,2% 4,44 14,0% 1039 ‐18,0% 4,22 8,1%

976 4,34 647 ‐33,8% 5,00 15,4% 796 ‐18,5% 4,73 9,1%

830 5,28 761 ‐8,3% 5,13 ‐2,8% 787 ‐5,3% 5,30 0,5%

959 5,49 943 ‐1,6% 5,39 ‐1,9% 971 1,3% 5,48 ‐0,2%

1141 5,31 1139 ‐0,2% 5,33 ‐0,3% 1158 1,5% 5,36 0,9%

1407 5,03 1395 ‐0,9% 5,06 0,6% 1422 1,0% 5,17 2,8%

Bajo las precargas negativas más altas (‐2000N & ‐1500N), las rigideces dinámicas con la chapa

de CFRTP de 3mm son un 14,5% menores que con el acero. Bajo estas precargas, la chapa

recibe las mayores solicitaciones de carga y las deformaciones en la misma son mayores, por

tanto, es el punto más crítico y donde más se aprecia la influencia del material de la chapa. Sin

embargo, el ángulo es un 24% mayor. Esto demuestra que incluso a igualdad de rigideces, los

CFRTP darían unos resultados de ángulo mayores que con acero. Lo que implica mayor

absorción de vibración, es decir, un mayor confort en vehículo.

Bajo precargas negativas bajas ‐500N o nulas 0N la rigidez de los CFRTP, comparada con la de

la chapa de acero, desciende más que bajo precargas altas y el ángulo no aumenta en

consecuencia. Esto es un resultado ilógico en base a los resultados obtenidos en probetas en el

apartado 4.4, y en base a los resultados obtenidos en estas mismas piezas bajo precargas altas,

que es cuando más influye el material de la chapa.

Si analizamos los resultados obtenidos en el ensayo axial, se observa que a ‐500N el

desplazamiento obtenido en las chapas de acero es de 0,5mm, en las chapas de CFRTP verdes

es de 0,85mm y en las de CFRTP azules es de 1,15mm. Por tanto, si aplicamos ±1mm de

desplazamiento bajo esta precarga de 500N o 0N se produce un estado en el que trabaja la

chapa de composite y otra zona de aplicación de carga positiva en el que la chapa se separa de

la goma y solo actúa la goma. Esta zona de trabajo en la que se producen impactos y no trabaja

puramente la chapa, no es una zona idónea para estudiar las características dinámicas de los

CFRTP.

No obstante, sí que nos sirve como análisis general de esta aplicación, en la que podemos

determinar que hay que rigidizar las chapas de CFRTP para acercarnos a los valores de las

chapas de acero. Una vez que consigamos aumentar la rigidez en base a los requisitos del

fabricante obtendremos unos ángulos mayores que se traducen en un mejor comportamiento

dinámico.

Se puede concluir por tanto que, aplicando las opciones de refuerzo definidas en los apartados

anteriores de simulación y opciones de mejora, podremos rigidizar el comportamiento de los

CFRTP obteniendo las mismas propiedades estáticas, de rigidez dinámica pero con la ventaja

de la reducción de peso que lleva implícita el uso de CFRTP y una ventaja en comportamientos

dinámicos.

5.6– Ensayo de fatiga en prototipo CFRTP

5.6.1– Definición del ensayo

En este apartado se realizará el ensayo de fatiga, que es el último de los ensayos necesarios

para la validación de la pieza “differential gear mount” al completo.

El ensayo de fatiga consiste en aplicarle una carga axial al conjunto, montado en el alojamiento

y con la chapa a una frecuencia determinada durante unos ciclos determinados. Al finalizar la

prueba se analizaran las piezas visualmente y se realizará el ensayo estático axial para

comprobar la perdida de rigidez.

Las condiciones de montaje de la pareja de piezas junto con la chapa para su ensayo son las

mismas que las especificadas en el aparatado 5.3.1.

Una vez montada en el anillo de ensayo se instala en la máquina de fatiga mediante un utillaje

diseñado específicamente para ensayar esta pieza.

Se refrigerará las zonas de goma por la parte superior e inferior del conjunto mediante aire

(conductos azules de la siguiente Figura) de acuerdo a la especificación, para evitar que la

temperatura de la goma aumente y se mantenga estable.

En la figura 252 se muestra la instalación completa del conjunto en la máquina de fatiga.

Figura 252: Configuración del ensayo de fatiga por bloques

Las condiciones del ensayo son:

Temperatura ambiente 23°C.

Frecuencia: 6Hz.

Carga axial ±5kN

200.000 ciclos.

La alineación del aplicador de carga axial deberá estar perfectamente alineado con el

eje y perpendicular a la chapa donde se fija.

Doble enfriamiento por aire se aplica en la zona de goma de los “bushings” superior e

inferior.

El criterio de aceptación después de la fatiga consiste en realizar el ensayo estático axial y que

los desplazamientos del conjunto después de la fatiga no sean mayores a un porcentaje

definido. En este caso definiremos el 20% con respecto a los obtenidos en el ensayo estático

axial antes de fatigar la pieza.

5.6.2– Resultados del ensayo

En base a los resultados de rigidez axial obtenidos en apartados anterior se empezó analizando

el comportamiento a fatiga de la placa termoconformada CFRTP reforzada con fibra de vidrio

de 3mm (punto verde), puesto que era más rígida que la comprimida hasta 2.5mm.

Durante el transcurso del ensayo se registraban y controlaban los parámetros de control del

actuador tanto en valores de carga como en desplazamiento. De esta forma nos asegurábamos

de asegurar la aplicación correcta de la carga y el análisis de los desplazamientos nos mostraba

la pérdida de rigidez y el posible daño sufrido por el conjunto.

Superando los 80.000 ciclos los desplazamientos empezaron a aumentar hasta que, tanto los

valores de desplazamiento como el aspecto de la chapa mostraban una degradación no

aceptable. Se paró la fatiga a 98.000 ciclos.

Este resultado negativo corresponde al 49% de los ciclos de carga definidos.

Se desmontaron los utillajes de ensayo para poder analizar a fondo el fallo de la misma.

En la figura 253 se muestra el estado de la chapa montada en el conjunto del “gear mount”

tras ser desmontada del utillaje de fatiga.

Figura 253: Pieza CFRTP 3mm tras ensayo a fatiga

Se observa que la estructura superior en voladizo así como la transición a la zona plana esta

integra y no presenta ni deformaciones plásticas ni grietas.

Sin embargo se aprecia que hay un fallo por corte a cizalla en la zona del par de apriete.

Figura 254: Fallo por cizalla tras ensayo de fatiga

En la Figura 254 se aprecia que el fallo producido por cizalla en la zona del par de apriete ha

producido una grieta que ha comunicado con uno de los agujeros por donde se introduce el

tetón de goma para sujetar la chapa durante el transporte. Esto ha producido que la chapa se

incline puesto que ya no queda retenida por la base del tetón de goma al estar desgarrado el

agujero.

Figura 255: vista lateral del conjunto gear mount con chapa CFRTP tras ensayo de fatiga

Puesto que no se ha terminado el número de ciclos especificados y que queda demostrado

visualmente que el fallo ha sido debido a la chapa CFRTP y no ha grietas en la goma u otro

componente, se desmonta la chapa del conjunto gear mount y se analiza individualmente.

Figura 256: Chapa CFRTP deformada tras ensayo de fatiga

Se observa en la Figura 256 la zona de amarre con el casquillo interior de aluminio del

“bushing” donde se aplica la carga axial de la fatiga ha quedado deformada plásticamente de

tal forma que la chapa no ejercía su función de tope en el conjunto dando valores de

desplazamientos muy altos.

En la Figura 257 se puede apreciar en detalle el inicio y propagación de la grieta en los agujeros

por donde se introducen los tetones de goma.

Figura 257: Detalle de grieta en la chapa CFRTP después del ensayo de fatiga

No obstante, se puede apreciar que, descartando la zona del par de apriete, el resto del

composite no ha sufrido daños al colisionar con los topes de goma.

En base al análisis de los resultados obtenidos, se puede concluir que la sección más crítica es

la zona del amarre y la disposición de los agujeros por donde se introducen los tetones de

goma. Estos dos agujeros están en el perímetro que delimita la zona del par de apriete y por

tanto es fácil que se produzca una gran concentración de tensión y un crecimiento de grieta

muy rápido.

Estos dos agujeros no tienen ninguna funcionalidad en lo que a comportamientos estructurales

(estáticos, dinámicos y de fatiga) se refiere. Tampoco tienen ninguna función estructural los

tetones de goma del bushing. La única función de los agujeros, y por tanto de los tetones, es

que estos pasen a través de los agujeros y retengan la chapa únicamente durante el transporte

para así facilitar el montaje en vehículo en el fabricante del vehículo. De hecho, una vez

ensamblada la pieza al vehículo, el paquete formado por el bushing y la chapa está sujeto por

el par de apriete. Por tanto, cualquier otro diseño que realice esta función es aceptada

siempre y cuando se sigan cumpliendo las funciones estructurales.

Como diseño alternativo para sujetar la chapa al bushing y eliminar los agujeros en la chapa se

propone introducir un elemento de acero en la placa de composite, que refuerce la zona del

par de apriete y que, además, pueda hacer la función de sujetar la chapa al inserto interior del

bushing. No obstante, esta solución implica un aumento de peso comparado con una placa

hecha al 100% de material CFRTP.

Se ampliará el agujero de la chapa CFRTP y se introducirá el inserto de acero con interferencia

para que quede fijado axialmente a la chapa y no se desmonte a menos que se le aplique

específicamente una carga de extracción axialmente.

El diseño de la arandela es tal que la longitud de la zona de encaje es mayor que el espesor de

la chapa de composite de forma que además se pueda incrustar en el inserto interior del

bushing mediante la aplicación de una carga de montaje de tal forma que no se separe la

chapa del bushing durante el envío al fabricante.

Para poder insertar este inserto en el inserto interior de aluminio del bushing es necesario

realizar una especie de cajera para respetar de esta forma el diámetro interior del bushing por

donde tiene que pasar el eje.

El montaje con la chapa de acero adicional (en naranja) se muestra en la figura inferior. Se

puede apreciar que de esta forma no es necesario realizar los agujeros ni los tetones.

Figura 258: Esquema de montaje con inserto de acero

En la Figura 259 se muestra una chapa CFRTP sin agujeros y un inserto de refuerzo

Figura 259: Chapa CFRTP sin agujero

Una vez propuesto el diseño alternativo se instala en la máquina de fatiga todo el conjunto y

se ensaya la pieza.

En este caso la pieza aguanta los 200.000 ciclos sin mostrar ningún indicio de degradación en

todo el conjunto. En la Figura 215 se muestra la chapa con el refuerzo después de haber

terminado los 200.000 ciclos del ensayo de fatiga bajo las condiciones definidas

anteriormente.

Figura 260: Chapa de CFRTP de 3mm con refuerzo después del ensayo de fatiga

Como la estructura de la chapa esta integra se realiza el ensayo estático axial para analizar la

variación de desplazamientos en el ensayo.

Tabla 53: Resultados de fatiga con CFRTP

L [mm] a -8 kN -6 kN -4 kN -3 kN -2 kN -1.5 kN -1 kN -0.5 kN

pre FAT -3.07 -2.80 -2.35 -2.03 -1.60 -1.34 -1.04 -0.66

post FAT -3.49 -3.23 -2.75 -2.39 -1.92 -1.64 -1.33 -0.83

Variacion 13.68% 15.36% 17.02% 17.73% 20.00% 22.39% 27.88% 25.76%

Se observa que a partir de 2kN (a las cargas más altas) se cumple la variación de perdida de

rigidez. No obstante en los primeros casos de carga la variación en milímetros no es muy

grande aunque en porcentaje el valor sea elevado.

5.6.3– Discusión de resultados

La chapa actual es de acero de 3mm de espesor. Como sabemos, estamos comparando el

CFRTP a igualdad de condiciones que el acero, es decir, estamos utilizando la misma geometría

que la chapa de acero actual y no se ha incrementado el espesor de la chapa fabricada con

CFRTP.

Como sabemos los materiales CFRTP son un 75% más ligeros que el acero y, como se ha

demostrado en el apartado 4, ofrecen características mecánicas específicas iguales o mejores

que las del acero. No obstante, en ciertas geometrías y según los requerimientos, no se puede

mantener ciertas geometrías o volúmenes y cambiar de acero a CFRTP para conseguir una

reducción de peso del 75%. Es por eso que el uso de CFRTP implica un rediseño de la pieza en

caso de que se trate de un “carry over” y no se puede realizar una conversión geométrica

directa de acero a CFRTP. Un cambio a CFRTP implicará un aumento de volumen. Aun así, se

podrían conseguir reducciones de peso de en torno al 50%.

En el ensayo de fatiga se aprecia que la pieza de CFRTP de 3mm de espesor (el mismo que la

actual de acero) no es capaz de resistir las condiciones de ensayo. Este resultado era de

esperar en base a los ensayos realizados en el apartado 4 y 5:

Durante la fatiga se aplica el par de apriete directamente en la chapa del material

CFRTP sin introducir ninguna arandela que aumente la superficie de contacto. La

métrica utilizada es una M10. En el apartado 4 se caracterizó el comportamiento de los

CFRTP bajo pares máximos y la perdida de apriete en función del tiempo. En este

apartado se vio que bajo pares altos la pieza quedaba punzonada y fallaba por cizalla.

Aunque el par de apriete en este caso sea el definido para una M10 y no alcancen los

valores de pares máximos sí que se acercan a dichos valores. Además hay que

introducir el factor agravante de aplicación de movimientos cíclicos.

La rigidez de la chapa CFRTP es menor tal y como se vio en el apartado 5 en el estudio

del ensayo axial del conjunto. De igual forma, se analizó ene l apartado del estudio

axial aislado que a partir de 6‐8kN la pieza entraba en deformación plástica y perdía

rigidez en los ciclos posteriores a la aplicación de 6kN. En este caso la carga es de 5kN,

un valor cercano a dichas cargas limites, y se repite durante 200.000 en valores de

tracción compresión. Esta condición de fatiga debilita el material haciendo que

disminuya su funcionalidad.

Sin embargo, se ha visto la gran influencia que tiene añadir una arandela en la zona del par de

apriete. Una vez implementada esta mejora el composite aguanta el ensayo de fatiga y la

pérdida de rigidez está dentro de los límites requeridos.

La pieza plato tope actual pesa 128 g de los 201 g que pesa el conjunto.

La de composite pesa: 32 g.

El ahorro de peso en la chapa utilizando CFRTP es del 75%.

Si estudiamos la situación más desfavorable respecto al peso y consideramos la utilización de

la arandela con el mayor tamaño hay que añadir al peso de la chapa CFRTP 15g de peso

adicionales.

El peso total de la chapa CFRTP más la arandela suma 47g. El ahorro de peso en este caso es

del 63.3%. Este ahorro de peso sigue estando por encima de los objetivos de reducción de

peso y muy por encima del 50% de reducción de peso que suelen ofrecer los composites.

Se puede concluir que la chapa de material CFRTP soporta la cargas cíclicas sin perder su

funcionalidad siempre y cuando la carga cíclica entre dentro de sus valores elásticos y se

refuerce la zona de apriete con una arandela o un inserto específico para tal fin de los que se

estudiaron en el apartado 4.5.

6. – CONCLUSIONES Y FUTURAS INVESTIGACIONES

El objetivo global de esta tesis era analizar la factibilidad de la aplicación de CFRTP en

elementos estructurales del automóvil con funciones anti‐vibratorias y de amortiguación.

Los datos disponibles en la literatura son escasos e insuficientes para poder conocer las

características requeridas para ser aplicados en los elementos estructurales de automoción.

Por lo que es necesario conocer:

si pueden ser procesables dentro de un proceso de vulcanizado (resistencia a las

presiones, temperatura y propiedades de adhesividad),

si aportan ventajas en propiedades dinámicas

el comportamiento de los CFRTP en uniones mecánicas.

si se pueden obtener las formas geométricas requeridas para este tipo de piezas.

En base a la comparativa realizada entre los datos de los productos utilizados actualmente

(acero o aluminio), con los datos aportados por la literatura y proveedores, y las

comprobaciones realizadas durante esta tesis mediante ensayos experimentales en materiales

CFRTP, se puede concluir que estos últimos sí cumplen con las propiedades mecánicas

requeridas para los elementos estructurales.

Los ensayos realizados con la metodología empleada, aportan información no conocida

previamente, ya que los principales estudios de adhesión de composites estaban centrados en

uniones adhesivadas entres dos composites, o uniones de composites con otros materiales

metálicos mediante adhesivos plásticos.

La gama de productos objeto de estudio para la aplicación de CFRTP, dispone de elementos de

unión mecánica para ser fijados a la estructura del vehículo. Para estudiar este tipo de uniones

en materiales CFRTP, se realizaron ensayos en probeta de par de apriete máximo, así como de

pérdida de apriete en el tiempo. A su vez, el comportamiento del CFRTP termoconformado en

situaciones de uniones mecánicas fue posteriormente analizado en el caso de estudio del

apartado 5 en un ensayo de fatiga. Previamente, ya se habían obtenido resultados útiles en el

apartado de adhesión a tracción con insertos de uniones roscadas.

Para poder llegar a una conclusión en el estudio de factibilidad de la aplicación de CFRTP en

estos elementos se realizó un prototipo CFRTP para ser instalado en un sistema “differential

gear mount” y analizar su comportamiento experimentalmente.

6.1 – Conclusiones finales

Con toda esta información se llegan a las siguientes conclusiones:

El CFRTP es perfectamente apto para ser utilizado en un proceso de sobreinyección y

vulcanización de goma, sin mostrar ningún detrimento en sus propiedades, ni

degradación en sus elementos (matriz y fibras), ni cualquier otro tipo de fallo.

Las probetas y condiciones de ensayo definidos en esta tesis para estudiar las

propiedades de adhesión de los CFRTP a tracción y cizalla son representativas, fiables y

con repetitividad. Por tanto, se pueden establecer como guías metodológicas

generales para caracterizar la adhesión entre materiales compuestos y goma

vulcanizada. De esta forma, se podrán definir y ajustar los parámetros, así como elegir

la combinación más adecuada de adhesivos previamente a la fabricación de prototipos

con CFRTP.

Las propiedades de adhesión entre CFRTP y caucho vulcanizado cumple con los

estándares definidos por el sector de automoción. No obstante, el material estudiado

CFRTP reforzado con fibra de vidrio siempre proporciona mejores resultados de

adhesión que los reforzados con fibra de carbono.

El tratamiento previo recomendable a la adhesión de los CFRTP es el desengrase. De

esta forma se evita dañar las fibras o exponerlas al eliminar la capa de matriz que las

recubre durante el proceso de granallado. No obstante, se pueden estudiar procesos

de granallado específicos para estos materiales, y ajustar parámetros para casos en los

que sea necesario realizar una operación de granallado para obtener una rugosidad

específica.

Las propiedades dinámicas aportadas por los CFRTP son superiores a las ofrecidas por

otros materiales metálicos.

Los CFRTP no son válidos para ser usados directamente con uniones roscadas. El par

máximo alcanzado sin rotura se sitúa al límite del requerido para CFRTP reforzados con

fibra de carbono y matriz PA6.6. En el caso de los CFRTP reforzados con fibra de vidrio

y matriz PA6, el par máximo está por debajo del requerido para este tipo de

aplicaciones.

La pérdida de apriete en materiales CFRTP no es aceptable.

Los problemas del uso de CFRTP en elementos de fijación (pares máximos y pérdida de

aprietes) se pueden solucionar mediante la integración de elementos mecánicos en

estas zonas de unión. La reducción de peso sigue siendo una gran ventaja incluso con

este tipo de elementos.

La eficiencia en el procesado de piezas CFRTP cumple con las demandas del sector de

automoción tanto en tiempo de fabricación como en estándares de calidad.

No es posible una transformación directa entre geometrías de acero a CFRTP. Es

necesario realizar cambios geométricos para reforzar la pieza. Estos cambios

adicionales suelen implicar un aumento de volumen. La reducción final de peso en

pieza que se puede llegar a alcanzar, comparado con el acero, se sitúa en torno a un

50% en función del tipo de producto.

Estas propiedades de los materiales CFRTP, junto con su baja densidad y alta

procesabilidad [108], hacen que estos materiales se presenten como una solución a los

problemas de aligeramiento que existen actualmente en el sector del automóvil [109 y

110].

Se han cumplido todos los objetivos planteados (ver apartado 2.1).

Se han demostrado verdaderas las tres hipótesis de partida (ver apartado 2.2):

o Las características tecnológicas de los CFRTP suministradas por los fabricantes

son insuficientes para cumplir los requerimientos de los fabricantes de

automóviles.

o Los CFRTP ofrecen ventajas dinámicas sobre los materiales actualmente

empleados.

o Los CFRTP son adecuados para la sustitución de componentes metálicos en la

fabricación de productos estructurales anti‐vibratorios y de amortiguación.

6.2 – Líneas de investigación futuras

Durante el desarrollo de la tesis han surgido varios interrogantes que abren ilusionantes líneas

de investigación para potenciar el uso de los CFRTP en aplicaciones industriales.

Se plantean tres líneas de investigación futuras:

Un estudio específico de adhesivos para los CFRTP reforzados con fibra de carbono,

pues estos obtenían peores resultados (aunque válidos) que los CFRTP reforzados al

mismo porcentaje con fibra de vidrio. Por tanto, se propone analizar diferentes

adhesivos disponibles en el mercado y sus distintas combinaciones, o desarrollar un

adhesivo con una composición específica para aplicar en CFRTPs de fibra de carbono.

Profundizar en el proceso de granallado de CFRTP, con el objetivo de analizar la

influencia que tiene en los CFRTP respecto a degradación del composite o de las fibras

ante distintos agentes o procesos, y cómo puede afectar a sus propiedades. De igual

forma se propone definir unas condiciones o parámetros específicos para aplicar este

proceso en CFRTP.

Se propone continuar con el caso de estudio de las propuestas de mejorar el

prototipo, así como analizar la influencia de las temperaturas extremas (temperaturas

altas y bajo cero) en el comportamiento de los CFRTP bajo las solicitaciones de cargas

estáticas, dinámicas y de durabilidad similares a las definidas en el apartado 5 de esta

tesis.

7. – REFERENCIAS

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