Definición del diagrama límite de conformado (FLC) para ...

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: [email protected], 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


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



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



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



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



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



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.



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


Definición del diagrama límite de conformado (FLC) para ...

Documents

Transcript of Definición del diagrama límite de conformado (FLC) para ...