definición del diagrama límite de conformado (flc) para
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MEMORIAS DEL XXVII CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 22 al 24 DE SEPTIEMBRE DE 2021 PACHUCA, HIDALGO, MÉXICO
Tema A2a Materiales: Termo-conformado de materiales compuestos
Definición del diagrama límite de conformado (FLC) para análisis del conformado de materiales compuestos
A.G. Arnáiz1, M. Mazzeschi1, M.T. Fernandez1, E. Cañibano1,2 J.C. Merino1,3
1 Fundación Cidaut, Parque Tecnológico de Boecillo, 47151 Boecillo, España
2 Departamento de Construcciones Arquitectónicas, Ingeniería del Terreno y Mecánica de los
Medios Continuos y Teoría de Estructuras, Escuela de Ingenierías Industriales, Universidad de
Valladolid, Paseo del Cauce, 47011 Valladolid, España.
3 Departamento de Física de la Materia Condensada, Escuela de Ingenierías Industriales,
Universidad de Valladolid, Paseo del Cauce, 47011 Valladolid, España.
e-mail: artgon@cidaut.es, web page: https://www.cidaut.es/
R E S U M E N
En base a la actual metodología para el análisis de la embutición de chapa metálica, el presente estudio trata sobre la
obtención del Diagrama Límite de Conformado (FLC), para la evaluación de defectos en el termo-conformado de materiales
compuestos termoplásticos.
Los diagramas FLC de los metales no son aplicables directamente para el análisis de la defectología sobre materiales
compuestos. Para posibilitar la interpretación del diagrama se han propuesto unos nuevos ejes basados en la deformación
a tracción de las fibras y la cortadura, que permiten delimitan las curvas límite de formación de defectos como la formación
de arrugas o la rotura de las fibras. Mediante distintas pruebas de conformado de semiesferas variando la fuerza de pisado,
se obtuvo la información necesaria para identificar el límite de formación de arrugas y alimentar modelos de simulación
que permitieran analizar los resultados y asistir el proceso de definición del nuevo diagrama FLC.
Palabras Clave: Conformado de Materiales compuestos, Simulación, Termoplásticos reforzados con fibra de carbono, Curva Límite de
Conformabilidad
A B S T R A C T
The current study present a new methodology for obtaining a Forming Limit Curve (FLC) for thermoforming thermoplastic
composites (FRTP) based on sheet metal stamping. FLC diagrams are a useful tool for prediction in metal parts, however,
are not proper for composite due to different mechanical material behaviour. New axes will be proposed to allow the
evaluation of the main failure forming mechanisms in long fiber reinforced thermoplastic, as fiber breakage or wrinkle
formation. The tensile deformation of the fibers and in-plane shear has been selected to delimit the defect formation curves.
In order to identify the causes of the defects, different forming tests of a hemisphere geometry were prepared allowing to
simulate the process. Finally based on the good correlation, the variation of the blank-holder forces were analyse. The new
methodology means a big step in the prediction of defects of FRTP materials when they are submitted to forming processes.
Keywords: Composites Stamping/Forming, Simulation, Fiber Reinforced Thermoplastic (FRTP), Forming Limit Curve (FLC)
ISSN 2448-5551 MM 151 Derechos Reservados © 2021, SOMIM
MEMORIAS DEL XXVII CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 22 al 24 DE SEPTIEMBRE DE 2021 PACHUCA, HIDALGO, MÉXICO
1. Introducción
Las emisiones de carbono asociadas al transporte
contribuyen enormemente al calentamiento global,
propiciando que en la actualidad exista un creciente
interés por la electrificación para resolver dicha
problemática. Sin embargo, el elevado peso de las
baterías y de los componentes adicionales necesarios, han
venido limitando las posibilidades de reducción de
consumos de energía. En este contexto, se ha
determinado que una de las prioridades dentro de sectores
como el automotriz o el aeronáutico es el aligeramiento
de los componentes estructurales [1-3].
Para la resolución de esta problemática y acelerar esta
transición, se demandan materiales avanzados que
destaquen por su alto rendimiento mecánico [4,5]. Los
polímeros reforzados con fibras largas han destacado
tradicionalmente por sus excelentes propiedades
específicas, tales como su elevado módulo elástico y su
resistencia a fatiga o impacto. Hasta la fecha, ha existido
una tendencia generalizada en el uso de matrices
termoestables, ya que facilitan la impregnación de las
fibras. Los procesos de fabricación asociados a estos
materiales se caracterizan por su bajo grado de
automatización y alto coste energético, lo que lacra el
coste final de los productos. Por otra parte, los materiales
compuestos termoestables no son reciclables, lo cual
plantea serias contradicciones con el cumplimiento de las
directivas para la gestión de los vehículos al final de su
vida útil.
Como respuesta al actual escenario presentado,
durante los últimos años se está experimentando un auge
en el desarrollo de los procesos de transformación de
materiales compuestos termoplásticos, ya que abren la
puerta a soluciones más económicas y sostenibles [6].
Trazar estrategias que permitan reducir el coste de
producción de estos materiales se ha definido como una
de las principales líneas de investigación para amortiguar
el impacto económico que supone la entrada de esta
nueva materia prima en la industria del transporte.
De entre los diferentes tipos de procesos, el de
conformado o Sheet Molding Compound (SMC), ha sido
identificado como la tecnología más prometedora por la
alta cadencia que posibilita un compromiso entre las
propiedades mecánicas y el coste de los componentes [7].
La modificación de parámetros como la temperatura, la
velocidad de embutición o la fuerza de pisado, pueden
dar lugar a múltiples combinaciones válidas para la
prevención de defectos [8-10]. Sin embargo, durante el
proceso de embutición las interacciones termo-
mecánicas de los materiales compuestos, dan lugar a la
formación de arrugas [11,12]. Para abordar este tipo de
fenómenos, la simulación se ha posicionado como la
herramienta más versátil a la hora de analizar la
conformabilidad sobre una determinada geometría.
Permitiendo variar los parámetros de proceso para
obtener resultados sin necesidad de invertir excesivos
recursos para las pruebas de laboratorio.
1.1. Forming Limit Curve (FLC)
En la embutición de chapa, el arrugado y el
estrechamiento tienden a limitar la gama de formas que
pueden alcanzarse en una sola operación de conformado
[13-14]. La curva límite de conformabilidad, denominada
como FLC, se ha reconocido como una forma útil de
caracterizar el comportamiento del material durante el
procesado [15]. Las bases teóricas de este diagrama se
encuentran en los modos de deformación del metal,
identificando las regiones en función de los diversos
esfuerzos aplicados (Figura 1). En el eje vertical se
representa la deformación en la dirección principal, εmax
y en la horizontal la de la dirección secundaria εmin. El
verdadero beneficio del diagrama FLC es que permite
establecer los límites de embutición en función de los
defectos originados en el metal.
Figura 1- Interpretación de los esfuerzos en el
diagrama FLC de para metales
Para la obtención del diagrama, se emplea el modelo
Nakajima, EN ISO 12004-2, que se vale de un sistema de
pisado para restringir el desplazamiento de los bordes y
un molde en forma de semiesfera. Este método emplea
una serie de probetas con forma de reloj de arena para la
correlar los resultados con los diferentes estados de
deformación que se adjuntan en el diagrama de la Figura
1: tracción pura, tracción biaxial, cortadura y
compresión. Los diversos defectos generados como
consecuencia de estados de deformación inadecuados o
de deformaciones excesivas han permitido establecer los
límites del diagrama permitiendo identificar cuáles son
las zonas más críticas de las piezas en relación con su
posición en el diagrama.
1.2. FLC en materiales compuestos
Para la interpretación del conformado de los materiales
compuestos, el empleo de diagramas FLC puede resultar
atractivo. Sin embargo, dicha aplicación no resulta viable
debido a que, a las temperaturas de procesado del
material compuesto, las curvas de
tensión/deformaciones, son especialmente sensibles con
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la dirección de la carga. Cuando la fuerza es paralela a las
fibras del tejido, la deformación máxima de rotura es de
alrededor del 0,65%, por el contrario, cuando se solicita
a 45º la deformación máxima puede llegar hasta el 52%
[16]. Con el fin de evitar un excesivo estiramiento a
tracción de los materiales compuestos durante el
conformado, no se restringe completamente el
desplazamiento en la zona de pisado como si ocurre en el
estampado de chapa. En consecuencia, la deformación
predominante es la cortadura en el plano del laminado.
Para solventar las diferencias inherentes con los
materiales metálicos, algunos autores propusieron
cambiar los ejes del diagrama para utilizar la máxima
deformaciones de la fibra y el strain rate (deformación
menor/deformación mayor), manteniendo el modelo de
Nakajima para la caracterización [17]. Posteriores
investigaciones propusieron una nueva forma para el
corte de las probetas denominado “notch” o muesca, el
cual garantizaba la continuidad de las fibras en la zona de
ensayo [18]. A pesar de los cambios introducidos,
durante los casos experimentales el criterio de fallo del
material compuesto fue únicamente la rotura de las fibras
a tracción. El origen de este fenómeno se encuentra en
que el método de sujeción de las probetas se basó en el
modelo de Nakajima. Este tipo de sujeción no es
apropiado para el conformado de materiales compuestos,
como se argumentó en el párrafo anterior, justificando el
origen de las roturas. Aquí se encuentra la motivación
principal para el desarrollo del presente estudio, la
obtención de un diagrama FLC coherente con la
metodología de conformado de materiales compuestos
que permita tener en cuenta otros focos de defectología
más común, como la formación de arrugas o la variación
excesiva de espesor.
1.3. Formación de arrugas
Cuando se analiza el conformado de una geometría, el
fenómeno de formación de arrugas es uno de los
problemas más complejos por el número de interacciones
existentes. Durante el proceso de adaptación del
laminado a las geometrías con dobles curvaturas, es
necesario que ciertas zonas se deformen en el propio
plano para posibilitar la nueva forma. El origen de una
arruga está vinculado al mecanismo de pandeo generado
cuando se fuerza a un diferencial del laminado a que
modifique su ángulo entre fibras sin ejercer presión de
compactación sobre él. Existe una relación entre el
esfuerzo de cortadura y el pandeo inducido, en última
instancia el laminado se verá influenciado por el
mecanismo que menor esfuerzo requiera.
Las curvas de tensión /deformación características del
comportamiento a cortadura del laminado, se encuentran
estrechamente vinculadas con el valor de la temperatura
y el ángulo formado entre las fibras [19]. En este
contexto, a medida que el esfuerzo de cortadura aumenta
como consecuencia de la variación del ángulo entre las
fibras o el descenso térmico, mayores son las
posibilidades de la formación de la arruga. Por otro lado,
el módulo a flexión también es responsable del tamaño y
número de arrugas formadas, tendiendo a la generación
de más arrugas a mayor temperatura del termoplástico
[20]. De todo esto, se extrae que la temperatura es
determínate en el proceso de formación de arrugas y por
ello es necesario realizar un control exhaustivo de la
misma.
Para solventar la aparición prematura de arrugas es
necesario generar tensión a tracción entre las fibras, uno
de los métodos más empleados es el pisado controlado de
los bordes [16], [21]. Además, el pisado cumple con una
segunda función, la presión ejercida sobre la superficie
restringe físicamente el pandeo, y previene que las
arrugas formadas en esas superficies acaben progresando
hasta la zona de pieza.
Por todo ello y teniendo en cuenta que el FLC no es sino
una herramienta para la evaluación de la conformabilidad
de los materiales, es necesario introducir alguna
modificación que permita evaluar la formación de
arrugas en el diagrama. En el presente estudio se presenta
una propuesta de un nuevo FLC capaz de analizar
simultáneamente la rotura de fibras, la formación de
arrugas y la variación de espesor del material compuesto.
Para el desempeño de esta tarea en lugar de emplear un
sistema normalizado como el de Nakajima para metales,
se propondrá una nueva metodología, definida
específicamente para materiales compuestos, con una
mayor semejanza con el proceso de conformado de
componentes reales, y por lo tanto con una mayor
aplicabilidad directa sobre la industria.
2. Métodos
2.1. Materiales
Para los procesos de conformado desarrollados en el
presente estudio se emplearon preconsolidados
comerciales suministrados por TORAY, consistentes en
un termoplástico semicristalino de alto rendimiento, la
polifenilsulfona (PPS). Tras la medición por calorimetría
diferencial de barrido o DSC [15], se determinó que la
temperatura de transición vítrea del PPS es Tg = 98 ° C y
su temperatura de fusión Tm = 283 ° C. El tejido de
refuerzo es un Satin-5 hardness de fibra de carbono (T300
3K 5HS). El laminado elegido está formado por 6 capas
simétricas [(0/90)3/(90/0)3] con un espesor total de 2
mm, que aportan un característico comportamiento
ortotrópico. Las dimensiones de los cortes para las
probetas planas fueron de 200 x 200 mm con orientación
a 0º.
2.2. Experimentación
La geometría elegida para los conformados fue una
semiesfera por ser la geometría la más indicada para la
evaluación del comportamiento ante la cortadura y para
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la generación de diagramas FLC. La disposición
geométrica empleada para las pruebas se muestra en la
Figura 2a. Durante el conformado, las superficies de los
moldes se encontraban a una temperatura de 200 ºC,
necesarios para cumplir con los requerimientos de
consolidación del PPS. Durante la bajada del punzón, se
aplicaron diferentes fuerzas de pisado en 3 niveles de
intensidad distribuidas sobre el borde no conformado del
laminado para ejercer una tensión homogénea a lo largo
del área de la preforma. Por cada valor de fuerza de
pisado, se realizaron 5 experimentos para garantizar la
correcta repetitividad de los resultados. Para poder
analizar los patrones de deformación, se pintó una malla
en los laminados con un rotulador resistente a altas
temperaturas con una distancia de 10 mm entre líneas
paralelas, Figura 2b y 2c.
Figura 2 – (a) Configuración de los utillajes y
temperaturas para la fabricación de las piezas; (b)
Proceso de conformado; (c) Pieza final obtenida; (d)
Acabado superficial en el casquete esférico
Para el calentamiento de las placas se empleó una
mufla térmica EMISON TM/TL-80. De cara a la
manipulación y transporte, se usó film de poliimida,
especialmente indicado para el procesado de
termoplásticos técnicos. El control de la temperatura se
monitorizó a través de varios termopares superficiales en
pieza, y se trabajó con una consigna de calentamiento de
325ºC. A fin de evitar la oxidación y degradación térmica
del PPS, varios autores determinaron un tiempo total de
permanencia en el horno de 5 minutos, valor utilizado
como referencia durante el calentamiento [11].
Se empleó una prensa hidráulica para realizar el
desplazamiento de la parte superior y aplicar la presión
posterior de compactación de al menos 30 bar sobre el
casquete esférico, Figura 2d. La rapidez vinculada al
transporte y conformado es crítica para el correcto
desarrollo del proceso, disponiendo de tan solo unos
segundos para llevar a cabo todas las operaciones antes
de que el enfriamiento del laminado genere defectos por
tensiones elevadas. Los descensos térmicos registrados
en el transporte a través de los termopares superficiales,
fueron de 5ºC/s, por lo que la temperatura real del
laminado durante el conformado fue de 310±5ºC. Es
necesario puntualizar que, durante el contacto del
laminado con las superficies de los moldes, se generan
unos fuertes gradientes térmicos que pueden ser origen
de defectos locales por la variación de las propiedades en
esas zonas. Por todo ello, el tiempo total máximo de
manipulación recomendado se fija en unos 5s, para
minimizar los efectos de la temperatura sobre los
resultados obtenidos.
2.3. Simulación
Para las simulaciones llevadas a cabo en este estudio
se empleó el software PAM-FORM, propiedad de ESI
Group. PAM-FORM destaca por ser un código explícito
basado en el análisis por elementos finitos (FEA),
permite abordar la deformación de láminas de materiales
compuestos con comportamiento altamente ortotrópicos.
Este software entre otras capacidades permite el
acoplamiento térmo-mecánico permitiendo que los
resultados de deformación se vean influenciados por la
distribución térmica del laminado y los moldes, definido
previamente como un aspecto imprescindible a ser
controlado. Asimismo para la generación de los
diagramas FLC, es posible representar gráficamente los
valores de cada uno de los nodos en función de dos
parámetros elegidos por el usuario. Por todo ello se ha
verificado que este software es apto para los propósitos
descritos en este estudio.
El modelado del proceso de deformación de los
materiales compuestos a temperaturas superiores al punto
de fusión del termoplástico fue realizado a través del
modelo de material MAT140. Este realiza el cálculo de
los patrones de deformación de los elementos a través de
la superposición de 3 componentes: la respuesta elástica
en la dirección de las fibras; definida por los módulos de
rigidez de cada dirección y el ángulo existente entre los
mismos, la influencia viscoelástica y térmica de la
matriz; introducida a través de una componente del tipo
Maxwell, la cual produce una dependencia del
comportamiento con respecto al tiempo, y el “parent
sheet”; que controla el comportamiento de la cortadura
del material para superar las fuertes inestabilidades
numéricas debido al comportamiento anisotrópico y que
incorpora por superposición del módulo de cortadura y
del coeficiente de Poisson.
Para el modelado geométrico del experimento se
empleó una simplificación por simetría. Cada una de las
capas que componen el lamiando fue modelada por 3362
elementos 2D tipo shell (quad-4) con una longitud media
de 2,5mm. Asimismo las superficies de los moldes fueron
discretizadas a través de 1983 elementos con un tamaño
medio de 5mm. Las 6 capas fueron superpuestas,
respetando el orden y las orientaciones de las mismas
asignando las propiedades de cada una de forma
independiente. La interacción entre las propias capas del
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laminado y entre las capas externas y los moldes fue
definida en función de las propiedades de viscosidad del
termoplástico, la presión y velocidad de los contactos y
un espesor teórico correspondiente al 5% del espesor de
cada capa.
Para posibilitar la influencia de la temperatura en la
simulación, las propiedades mecánicas fueron definidas
en varios niveles térmicos con el fin de que los resultados
se ajustaran en términos de formación de arrugas, y de
distribución de espesores. Para ello, los valores
introducidos fueron extraídos a partir de ensayos de
tracción, cortadura, flexión y reológicos, correspondiente
a la revisión bibliográfica de varios autores [11, 19, 20,
22, 23].
3. Resultados
3.1. Correlación
En la Figura 3a se muestra el entorno de simulación
empleado para estudiar e interpretar la respuesta del
sistema ante la variación de los parámetros de procesado.
Figura 3 – (a) Modelo de simulación de conformado
de semiesferas; (b) Ángulos de cortadura en el
conformado de 40 mm.
En la Figura 3b, se presentan los resultados de
deformación junto con los contornos de variación del
ángulo de cortadura para un desplazamiento del pisador
de 40mm. Mientras que en los primeros instantes del
conformado, el laminado se limita a adaptarse a la
semiesfera a través de la flexión sin solicitar el resto de
mecanismos de deformación, a partir de un
desplazamiento del pisador de unos 30mm, los valores de
deformación en cortadura adquieren una mayor
influencia, propiciando la formación de arrugas en los
bordes de pisado para los últimos instantes del proceso.
Durante el análisis de la simulación, se ha obtenido
una distribución heterogénea para las diversas capas
modeladas. Las capas superficiales intervienen en los
contactos con los moldes generando mayores fuerzas de
fricción en esas superficies que da como resultado una
mayor deformación de las fibras. Por el contrario, las
capas internas son guiadas, por lo que los esfuerzos
necesarios para su conformado son transmitidos hacia las
capas superficiales. Entre las dos capas externas la más
solicitada es la inferior o base, a consecuencia de ser la
cara que soporta la tracción. Por ello, se ha elegido la
capa inferior del laminado para realizar las
comparaciones tanto de la Figura 4, como de los
resultados posteriores.
Figura 4 - Correlación entre la pieza conformada y
simulación con fuerza de pisado 0,1 kN. (a)
Comparación patrón de deformación de malla; (b)
Valores medidos de ángulo de cortadura en
experimentación; (c) Comparación de las arrugas
formadas
En la Figura 4a se muestra el grado de correlación
alcanzado entre los resultados de los patrones de
deformación de la simulación y la experimentación. De
un primer análisis se extrae que la predicción de
simulación para la deformación del perímetro y la malla
es adecuada. El patrón de la malla, permite identificar el
recorrido de los puntos de intersección entre las líneas.
De esta forma, es posible practicar las mediciones sobre
las variaciones de los ángulos formados por las fibras. En
la Figura 4b se representan las medidas de los ángulos de
cortadura en la misma escala que la empleada en la
Figura 4a. El máximo ángulo de cortadura medido en la
experimentación (Figura 4b) fue 37, 9º con una variación
de un 11 % con respecto a la simulación.
En la Figura 4c es posible observar una comparación
visual de la pieza real escaneada a través de un software
de adquisición de imagen para reconstrucción 3D,
derecha, y la simulación, izquierda. La simulación es
capaz de reproducir los fenómenos de deformación y
formación de arrugas de forma satisfactoria, permitiendo
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diferenciar claramente la zona de la semiesfera, de la de
pisado.
Para analizar la correlación respecto de la variación
del espesor final del laminado en el plano medio, en la
Figura 5 se presenta una comparativa entre los resultados
medidos en experimentación frente a los de simulación.
Ambos resultados presentan una variación de espesor
positiva en los bordes, por el pandeo de las fibras, y
negativa en el casquete esférico, por la presión de
compactación, obteniendo un rango de amplitud de la
variación que evoluciona desde los 2,2 mm hasta 1,85mm
respectivamente. No obstante, los resultados más
interesantes, que permiten validar el modelado, se
corresponden con la zona de presión o de pieza útil, ya
que la zona de pisado exhibe una gran fluctuación como
consecuencia de las arrugas formadas.
Figura 5 - Correlación de espesores de piezas (a)
Experimentación; (b) Simulación
3.2. Propuesta de diagrama FLC
Como se aborda en la introducción, los estudios
previos ya propusieron unos nuevos ejes basados en la
deformación de las fibras y el denominado “strain rate”
[17,18]. Estos diagramas no son adecuados para la
interpretación de la formación de arrugas, por lo que es
necesario su revisión.
La principal necesidad es que los nuevos ejes
introducidos muestren una variación especialmente
sensible con la aparición de arrugas. Varios autores, [19,
21] han puesto en evidencia la correlación existente entre
el fenómeno de la formación de arrugas con la progresión
sobre la curva de la cortadura. Por todo ello para la
definición del nuevo diagrama, se empleará el valor
absoluto de la deformación a cortadura para las abscisas
del diagrama. Por su parte para las ordenadas, se optará
por la suma de las deformaciones de las dos direcciones
de la fibra, parámetro que se denominará “biaxial fiber
strain”. Esta segunda modificación mantendrá la
capacidad para representar el fallo por rotura de las
fibras, pero al mismo tiempo permitirá mostrar la
relación inversa que existe entre la formación de arrugas
y la tensión del laminado.
A través de la dualidad de estas dos variables es
posible identificar dos trazos que marcarán los límites en
la aparición de defectos. El primero acotará
superiormente el diagrama identificado el límite a
tracción de las fibras y el segundo permitirá evaluar las
zonas con mayor tendencia a la formación de arrugas.
Durante el análisis de los diagramas de simulación, se
ha obtenido una distribución heterogénea para las
diversas capas modeladas. Las capas superficiales
intervienen en los contactos con los moldes, lo que
genera mayores fuerzas por la fricción en esas superficies
que da como resultado una mayor deformación de las
fibras. Por el contrario las capas internas son guiadas, por
lo que los esfuerzos necesarios para su conformado son
transmitidos hacia las capas superficiales. Entre las dos
capas externas la más solicitada es la inferior o de base,
a consecuencia de que su contacto se produce en la cara
que soporta la tracción. Por ello se ha elegido la capa
inferior del laminado para realizar las comparaciones de
los resultados posteriores.
Figura 6 - Representación del conformado de la
semiesfera en el DLC propuesto
En la Figura 6 se muestra el diagrama correspondiente
a una fuerza de pisado de 10kN. En el diagrama se
señalan varias zonas identificándolas con sus
correspondientes posiciones en la pieza. Para una mayor
claridad en la identificación e interpretación de los
resultados, se adjunta un mapa de colores
correspondiente con los valores del espesor de la capa
inferior del laminado. El espesor de las capas es una
variable inversamente proporcional a la tensión de
tracción entre las fibras y directamente proporcional a la
cortadura de las mismas, por lo que la distribución de
colores sigue un patrón continuo en su variación por el
diagrama. Las zonas con colores más fríos equivalen a
los estiramientos, correspondientes a la reducción de
espesor, y por el contrario los colores cálidos son
indicativos de cortadura y por ello aumento de espesor.
Adicionalmente se ha trazado la línea de espesor
constante para dar una representación de la zona donde el
sumatorio de las deformaciones es neutra, así como una
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representación típica del tipo de modo de fallo en los
límites.
3.3. Variación de la fuerza de pisado
Para la definición de los límites del diagrama es
necesario realizar más pruebas en las que se solicite al
laminado de otros modos, en busca del fallo del material
compuesto. En base a la literatura consultada, se ha
procedido a variar la fuerza de pisado por la fuerte
influencia que este parámetro genera en la formación de
arrugas [16],[21]. Una fuerza de pisado excesiva requiere
un esfuerzo de conformado mayor para vencer la fricción
y por lo tanto mayores deformaciones de las fibras a
tracción lo que puede conllevar a la rotura de las mismas.
Por el contrario, un déficit en el pisado genera que el
laminado pueda formar arrugas al no existir suficiente
tensión en el laminado para eliminar el pandeo. Por ello
la modificación de esta variable tiene una repercusión
directa sobre el conformado, tal y como otros autores han
concluido [16], [21].
Figura 7 - Comparativa de los resultados de (1)
experimentación, (2) la simulación y (3) diagramas
FLC obtenidos. Variación de la fuerza de pisado, a)
0.1 kN b)1 kN c) 10 kN
Los resultados mostrados en la Figura 7, representan
una triple comparación entre los patrones de deformación
de los experimentos, las simulación correlacionadas y los
diagramas FLC obtenidos. En los distintos casos se ha
variado la fuerzas aplicada sobre la placa de pisado a) 0.1
kN b)1 kN c) 10 kN, introduciendo el área de la placa, la
presiones soportada por el laminado fueron a) 0,03 bar,
b) 0,3 bar y c) 3 bar.
Los resultados de las Figuras 7.1 permiten comprobar
que la amplitud de las arrugas formadas es inversamente
proporcional con la variación de la fuerza de pisado.
Mientras que con la fuerza de 0,1kN se generan múltiples
arrugas en todo el contorno, con 10kN se elimina
completamente las formaciones de las mismas. Las
Figuras 7.2 verifican que este comportamiento se
reproduce de forma equivalente en la simulación,
obteniendo la información sobre las deformaciones y
espesores simultáneamente. Esta información se muestra
con los ejes propuestos en el apartado anterior en las
Figuras 7.3, constatando que a medida que se aumenta la
fuerza de pisado, la distribución de los puntos se desplaza
hacia arriba. En base a esta información se ha podido
establecer la tendencia de una línea representada en color
rojo, que identifica el límite para aparición de arrugas. El
límite trazado no debe interpretarse como una frontera
discreta sino más bien como una continua. De forma
equivalente a lo aplicado en embutición de chapa, a la
hora de trabajar con diagramas FLC, se definen franjas
de probabilidad en las que puede darse la aparición de
defectos [15]. Por este motivo y la complejidad de la
aparición de estos fenómenos, la ecuación característica
de la curva trazada debe interpretarse como una
referencia a falta de más ensayos que permitan definir de
forma más precisa los límites existentes.
Para ninguno de los casos experimentales se obtuvo la
rotura a tracción de las fibras, a consecuencia de no
disponer de suficiente fuerza de pisado. Por este motivo
no se ha definido un límite superior para el diagrama,
dejando esta tarea para posteriores investigaciones.
Como conclusión de este punto, la variación de la
fuerza de pisado sobre los laminados confirma la
existencia una relación inversamente proporcional con la
tendencia a la formación de arrugas tanto a través de los
modelos de simulación como en las probetas fabricadas.
Estas conclusiones reafirman a los autores previos, dando
lugar a nuevos estudios en esta línea, que modifiquen la
geometría de los moldes y otros parámetros del
conformado para obtener más información para
caracterizar el límite [16], [21]
4. Conclusiones
Se ha desarrollado una metodología basada en el análisis
FLC de estampado metálico capaz de predecir los
defectos vinculados al conformado de materiales
compuestos El flujo de trabajo se ha basado
simultáneamente en tareas de experimentación y
simulación. Las principales conclusiones extraídas son:
Se ha verificado que la suma de las deformaciones
de las fibras y la deformación de cortadura en el
plano de deformación son adecuados para
representar los ejes en un diagrama FLC.
Permitiendo adaptar el diagrama a los mecanismos
de deformación de los materiales compuestos.
El modelo de simulación generado, permite obtener
los patrones de formación de arrugas y un cálculo
preciso del ángulo final entre las fibras.
A través de la variación de la fuerza de pisado del
laminado se ha definido una nueva curva límite, que
permite identificar las zonas con una mayor
tendencia a la formación de arrugas.
ISSN 2448-5551 MM 157 Derechos Reservados © 2021, SOMIM
MEMORIAS DEL XXVII CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM 22 al 24 DE SEPTIEMBRE DE 2021 PACHUCA, HIDALGO, MÉXICO
El nuevo diagrama FLC, abre la puerta a la reducción de
los tiempos de desarrollo en los procesos de fabricación.
El conocimiento generado a partir del presente trabajo
puede ser empleado como referencia para el desarrollo de
nuevo estudios en el terreno.
REFERENCIAS
[[1] Taub, A., De Moor, E., Luo, A., Matlock, D. K.,
Speer, J. G., & Vaidya, U. (2019). Materials for
Automotive Lightweighting. Annual Review of
Materials Research, 49(1), 327–359.
doi:10.1146/annurev-matsci-070218-010134
[2] A. Gokhale, A., Prasad, N. E., & Basu, B. (Eds.).
(2019). Light Weighting for Defense, Aerospace, and
Transportation. Indian Institute of Metals Series.
doi:10.1007/978-981-15-1263-6
[3] IHS Markit ,Global Body in White Market by Vehicle
Type, Construction (Monocoque, Frame Mounted),
Manufacturing Method (Cold Stamping, Hot Stamping,
Roll Forming), Material (Steel, Aluminum,
Magnesium, CFRP), and Region - Global Forecast to
2027
[4] Sun G, Tian J, Liu T, Yan X, Huang X.
Crashworthiness optimization of automotive parts with
tailor rolled blank. Eng Struct (2018);169:201–15.
[5] Liu Q, Lin Y, Zong Z, Sun G, Li Q. Lightweight design
of carbon twill weave fabric composite body structure
for electric vehicle. Compos Struct (2013);97:231–8.
[6] WAKEMAN, M. D., & MÅNSON, J.-A. E. (2005).
Composites manufacturing – thermoplastics. Design
and Manufacture of Textile Composites, 197–241.
doi:10.1533/9781845690823.197
[7] Mosse L, Compston P, Cantwell WJ, Cardew-Hall M,
Kalyanasundaram S. Stamp forming of polypropylene
based fibre–metal laminates: The effect of process
variables on formability. J Mater Process Technol
2006;172(2):163–8.
[8] Chen Q, Boisse P, Park CH, Saouab A, Bréard J.
Intra/inter-ply shear behaviors of continuous fiber
reinforced thermoplastic composites in thermoforming
processes. Compos Struct 2011;93(7):1692–703.
[9] Abdiwi F, Harrison P, Koyama I, Yu WR, Long AC,
Corriea N, et al. Characterising and modelling
variability of tow orientation in engineering fabrics and
textile composites. Compos Sci Technol
2012;72(9):1034–41.
[10] Tanaka K, Ushiyama R, Katayama T, Enoki S,
Sakamoto H. Formability Evaluation of Non–Crimp
Carbon Fabric by Non–Contact 3D Deformation
Measurement System. Key Engineering Materials.
2015;1:63–42.
[11] Iwata, A., Inoue, T., Naouar, N., Boisse, P., &
Lomov, S. V. (2019). Coupled meso-macro simulation
of woven fabric local deformation during draping.
Composites Part A: Applied Science and
Manufacturing, 118, 267–280.
doi:10.1016/j.compositesa.2019.01.004
[12] Boisse, Philippe. (2007). Finite element analysis of
composite forming. 10.1533/9781845692537.46.
[13] Z. Marciniak, J.L. Duncan, S.J. Hu “Mechanics of
sheet metal forming”. Butterworth-Heinemann. p. 75,
2002.].
[14] Karima, M. and Donatelli, V., "Understanding Blank
Holder Effect on Formability of Sheet Metal
Stampings," SAE Technical Paper 890347, (1989),
https://doi.org/10.4271/890347.
[15] Chang, K.-H. (2015). Sheet Metal Forming
Simulation. e-Design, 685–741. doi:10.1016/b978-0-
12-382038-9.00013-2
[16] Hou M. Stamp forming of fabric-reinforced
thermoplastic composites. Polym Compos
1996;17:596–603.
[17] Wang W, Lowe A, Davey S, Zanjani NA,
Kalyanasundaram S. Establishing a new Forming Limit
Curve for a flax fibre reinforced polypropylene
composite through stretch forming experiments.
Compos Pt A-Appl Sci Manuf 2015;77:114–23.
[18] Sun G, Zhang W, Wang Z, Yin H, Zheng G, Li Q. A
novel specimen design to establish the forming limit
diagram (FLD) for GFRP through stamping test.
Composite Part A: Applied Science and Manufacturing
2020;130:105737.
[19] Wang P, Hamila N, Pineau P, Boisse P.
Thermomechanical analysis of thermoplastic
composite prepregs using bias-extension test. J
Thermoplast Compos Mater 2014;27(5):679–98.
[20] Liang B, Hamila N, Peillon M, Boisse P. Analysis of
thermoplastic prepreg bending stiffness during
manufacturing and of its influence on wrinkling
simulations. Compos Pt A-Appl Sci Manuf
2014;67(67):111–22.
[21] Viisainen, Verner et al. “DEVELOPMENT OF A
COMPOSITE FORMING LIMIT DIAGRAM: A
FEASIBILITY STUDY.” (2018)
[22] Carpier, Y., Vieille, B., Coppalle, A., & Barbe, F.
(2019). About the tensile mechanical behaviour of
carbon fibers fabrics reinforced thermoplastic
composites under very high temperature conditions.
Composites Part B: Engineering, 107586.
doi:10.1016/j.compositesb.2019.107586
[23] Leutz, D. M. (2016). Forming simulation of AFP
material layups: Material
characterization, simulation and validation. 166.
https://nbn-resolving.org/urn:nbn:de:bvb:91-diss-
20160701-1275863-1-7
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