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Equation Chapter 1 Section 1

Trabajo Fin de Máster

Máster en Ingeniería Industrial

Comportamiento a fatiga de laminados de carbono-

epoxi en presencia de concentradores. Efecto de la

geometría y de la secuencia de apilado

Autor: José Manuel Veas Peñalver

Tutor: José Cañas Delgado

Dep. Mecánica de Medios Continuos y Teoría de

Estructuras

Grupo Elasticidad y Resistencia de Materiales

Escuela Técnica Superior de Ingeniería

Universidad de Sevilla

Sevilla, 2017

iii

Trabajo Fin de Máster

Máster en Ingeniería Industrial

Comportamiento a fatiga de laminados de carbono-

epoxi en presencia de concentradores. Efecto de la

geometría y de la secuencia de apilado

Autor:

José Manuel Veas Peñalver

Tutor:

José Cañas Delgado

Catedrático de Universidad

Dep. Mecánica de Medios Continuos y Teoría de Estructuras

Grupo Elasticidad y Resistencia de Materiales

Escuela Técnica Superior de Ingeniería

Universidad de Sevilla

Sevilla, 2017

v

Trabajo Fin de Máster: Comportamiento a fatiga de laminados de carbono-epoxi en presencia de concentradores. Efecto de la geometría y de la secuencia de apilado

Autor: José Manuel Veas Peñalver

Tutor: José Cañas Delgado

El tribunal nombrado para juzgar el Proyecto arriba indicado, compuesto por los siguientes miembros:

Presidente:

Vocales:

Secretario:

Acuerdan otorgarle la calificación de:

Sevilla, 2017

El Secretario del Tribunal

vii

A la abuela Lola

ix

Agradecimientos

Ante todo, me gustaría expresar mi más profundo agradecimiento al profesor José Cañas por todas las facilidades que me ha proporcionado durante este proyecto, sin las cuales habría sido imposible llevarlo a cabo.

También me gustaría dar las gracias a todo el equipo del laboratorio de Elasticidad y Resistencia de Materiales de la Escuela, en especial a Antonio Cañas y Miguel Muñoz, cuya ayuda y consejos han sido esenciales para realizar este proyecto. Además, agradecer a los miembros del laboratorio de materiales de Airbus Getafe su colaboración y todo lo que me han enseñado durante mi año con ellos.

Por último, agradecer a todos mis seres queridos su paciencia, su apoyo y su confianza que tan importantes han sido para mí.

José Manuel Veas Peñalver

Sevilla, 2017

xi

Resumen

El objetivo de este Trabajo Fin de Máster es el estudio del efecto de un agujero en el comportamiento a fatiga de compuestos carbono-epoxi. Para ello se ha diseñado una amplia campaña experimental compuesta por ensayos de tracción y de fatiga (R=0,1) de especímenes con dos secuencias de apilado (unidireccional, [0]6, y cruzada [0/90]2s) y cuatro configuraciones diferentes (ancho/diámetro del agujero = 2, 4, 8 y 10) manteniendo constante el valor del diámetro en 6 mm. Los resultados de estos ensayos muestran que para el caso del laminado unidireccional no existe efecto del concentrador en los comportamientos estático y de fatiga. Sin embargo, la presencia del agujero afecta tanto al comportamiento estático como al de fatiga en el laminado cruzado, evitando el fallo por fatiga e incrementando la resistencia residual de los especímenes ensayados en comparación con los mismos en estado virgen.

xiii

Abstract

The aim of this study is to investigate the effect of a hole on the constant amplitude fatigue behavior of carbon fiber-epoxy composites. An extensive experimental program composed by static and fatigue tests (R=0,1) has been carried out on center circular notched specimens with a hole diameter of 6 mm. Specimens were manufactured with two different stacking sequences (unidirectional [0]6 and cross-ply [0/90]2s) and four values for the relation width/hole diameter (W/D=2, 4, 8 and 10). The results from these tests show that for unidirectional specimens, there is no effect of the hole on the static and fatigue behaviour. However the presence of the hole affects the static and fatigue behavior of cross-ply specimens preventing the failure and increasing the residual strength of the specimens compared to the unfatigued state.

xv

Índice

Agradecimientos ix

Resumen xi

Abstract xiii

Índice xv

Índice de Tablas xvii

Índice de Figuras xix

Abreviaturas y Símbolos xxiii

1 Introducción 1 1.1 Materiales Compuestos 1 1.2 Fatiga en Materiales Compuestos 2 1.3 Importancia del efecto de los concentradores 4 1.4 Objetivos y organización del proyecto 5

2 Estado del Arte 7

3 Preparación de los Especímenes de Ensayo 17 3.1 Material 17 3.2 Método de fabricación 18

3.2.1 FASE 1. Fabricación de los paneles 19 3.2.2 FASE 2. Pegado de los tacos de fibra de vidrio 27 3.2.3 FASE 3. Corte de los especímenes 31 3.2.4 FASE 4. Taladrado de los agujeros 31 3.2.5 FASE 5. Inspección no destructiva de los especímenes 32 3.2.6 FASE 6. Comprobación de las dimensiones de los especímenes 33

4 Método Experimental 35 4.1 Justificación de la geometría de los especímenes 35 4.2 Nomenclatura de los especímenes 36 4.3 Ensayos 36

4.3.1 Ensayos de caracterización del material 37 4.3.2 Ensayos de fatiga 37 4.3.3 Ensayos de resistencia residual 38

4.4 Métodos de evaluación del daño 38 4.4.1 Inspección no destructiva 38

5 Resultados y Discusión 41 5.1 Ensayos de caracterización 41 5.2 Ensayos de fatiga 47

5.2.1 Laminado unidireccional 49 5.2.2 Laminado cruzado 52

5.3 Ensayos de resistencia residual 55 5.4 Métodos de evaluación del daño 60

5.4.1 Inspección no destructiva 60

6 Conclusiones y Trabajos Futuros 63 6.1 Conclusiones 63 6.2 Trabajos futuros 63

Referencias 65

Anexo 1. Dimensiones de los Especímenes 67

Anexo 2. Resumen de Campañas de Ensayos en Literatura 71

Anexo 3. Informe END 75

xvii

Índice de Tablas

Tabla 1. Propiedades nominales del material AS4/8552 RC34 AW196. 17

Tabla 2. Tabla resumen con las características de los especímenes de ensayo. 20

Tabla 3. Tabla resumen con las características de los paneles. *Las cantidades se refieren a una sola secuencia de apilado. 21

Tabla 4. Trozos de rollo de material necesarios para la fabricación de cada panel. 22

Tabla 5. Propiedades mecánicas del adhesivo Z-15429 usado para los tacos. 29

Tabla 6. Dimensiones de los especímenes empleados en los ensayos de fatiga. 35

Tabla 7. Resultados de los cálculos de la longitud de los tacos. 36

Tabla 8. Resultado de la primera serie de ensayos de tracción. 41

Tabla 9. Comparación de la carga de rotura del laminado cruzado con la de un hipotético laminado unidireccional [0]4. *Porcentaje de Fmedia,[0/90]2s respecto a F[0]4. 46

Tabla 10. Resultados de los ensayos de fatiga en especímenes con secuencia de apilado unidireccional. * El asterisco junto a un número de ciclos significa que el ensayo se paró transcurridos un número de ciclos inferior al programado sin que se produjera el fallo. **Cuando aparece más de un valor de frecuencia quiere decir que el ensayo se ha realizado en varios intentos. 47

Tabla 11. Resultados de los ensayos de fatiga en especímenes con secuencia de apilado cruzado. * El asterisco junto a un número de ciclos significa que el ensayo se paró transcurridos un número de ciclos inferior al programado sin que se produjera el fallo. **Cuando aparece más de un valor de frecuencia quiere decir que el ensayo se ha realizado en varios intentos. 48

Tabla 12. Longitud de las grietas longitudinales en varios especímenes tipo D (W/D=10). 53

Tabla 13. Resultados de los ensayos de resistencia residual en especímenes tipo B (W/D=4) de laminado cruzado. Los dos primeros resultados corresponden a los ensayos estáticos de caracterización. 55

Tabla 14. Resultados de los ensayos de resistencia residual en especímenes tipo C (W/D=8) de laminado cruzado. Los dos primeros resultados corresponden a los ensayos estáticos de caracterización. 56

Tabla 15. Resultados de los ensayos de resistencia residual en especímenes tipo D (W/D=10) de laminado cruzado. Los dos primeros resultados corresponden a los ensayos estáticos de caracterización. 57

Tabla 16. Comparación de la carga de rotura de los especímenes de laminado cruzado y la de un hipotético laminado unidireccional [0]4. Los dos primeros resultados de cada grupo corresponden a los ensayos de caracterización. *Porcentaje de Fult respecto a F[0]4. 60

xix

Índice de Figuras

Figura 1. Comparación de la resistencia y rigidez específicas de varios materiales resaltando los compuestos de matriz polimérica reforzados con fibras de carbono (CFRP, carbon fiber reinforced polymer) y de vidrio (GFRP, glass fiber reinforced polymer) [2]. 2

Figura 2. Degradación de la resistencia de un material compuesto por fatiga. El fallo se produce cuando la resistencia residual (σR) disminuye desde el valor de la resistencia inicial del material (σC) hasta el nivel de tensión aplicado en un ciclo [6]. 3

Figura 3. Evolución de la densidad de grietas transversales con el número de ciclos de fatiga en un laminado cruzado de CFRP durante ensayos realizados a diferentes niveles de carga [5]. 4

Figura 4. Aparición de una grieta longitudinal (paralela a las fibras y la dirección de la carga) en un compuesto unidireccional que resulta en la eliminación del efecto concentrador de la grieta transversal [6]. 7

Figura 5. Ejemplos típicos de C-scans en especímenes donde se muestran las grietas longitudinales tangentes al agujero [12]. 8

Figura 6. Curvas SN de laminados con agujero con diferentes secuencias de apilado y frecuencias de ensayo [17]. 10

Figura 7. Resultados obtenidos de un espécimen del laminado A ensayado a fatiga (60% de severidad) hasta la pérdida de un 15% de rigidez. a) Imágenes obtenidas por X-ray CT de los defectos presentes en cada lámina. b) Cantidad de área delaminada en cada interfase [10]. 11

Figura 8. Resultados obtenidos de un espécimen del laminado B ensayado a fatiga 80% de severidad) hasta la pérdida de un 15% de rigidez. a) Imágenes obtenidas por X-ray CT de los defectos presentes en cada lámina. b) Cantidad de área delaminada en cada interfase [10]. 12

Figura 9. Imágenes obtenidas por X-ray CT de los defectos presentes en cada lámina de un espécimen del laminado C ensayado a fatiga (90% de severidad) [10]. 13

Figura 10. Campos de deformaciones obtenidos mediante la técnica DIC (Correlación de Imagen Digital) en un espécimen ensayado a fatiga durante 1,3*vida media al 80% de severidad. a) deformaciones longitudinales eyy b) deformaciones exy [14]. 14

Figura 11. Imágenes de rayos X que muestran los defectos presentes de 6 especímenes ensayados a fatiga al 80% de severidad durante diferente número de ciclos [14]. 14

Figura 12. Rollo de material compuesto de fibra de carbono unidireccional pre-impregnada (AS4/8552). 17

Figura 13. Secuencia de operaciones para la obtención de los especímenes de ensayo. 18

Figura 14. Autoclave del laboratorio del Grupo de Elasticidad y Resistencia de Materiales. 19

Figura 15. Boceto de los especímenes empleados. Dimensiones en mm. 20

Figura 16. Boceto de los paneles fabricados. Dimensiones en mm. 21

Figura 17. Proceso de corte de trozos de material del rollo de pre-impregnado. 23

Figura 18. Esquema de la secuencia de apilado unidireccional [0]6. 23

Figura 19. Esquema de la secuencia de apilado cruzado [0/90]2s. 24

Figura 20. Panel de material compuesto durante la secuencia de apilado. a) Trozos de material cortados

directamente del rollo. b) Panel durante el proceso de apilado. c) Paneles una vez finalizado el proceso de apilado. 24

Figura 21. Consolidación intermedia del panel de material compuesto en bolsa de vacío. 25

Figura 22. Secuencia de preparacion de la bolsa de vacion. a) Placa metalica de aluminio sobre donde se coloca el panel de material compuesto una vez apliado. b) Colocación del panel entre las láminas de teflón. c) Colocación del tejido aireador y las tomas de vacío. d) Pegado de la fila de cromato alrededor del perimetro del panel. 26

Figura 23. Sellado de la bolsa de vacío y comprobación de pérdidas de presión. 26

Figura 24. Paneles después del curado en autoclave. 27

Figura 25. Sierra de disco de diamante del taller del LERM. 28

Figura 26. Bandas de fibra de vidrio tras el corte. 29

Figura 27. Lijado y limpieza de las bandas de fibra de vidrio. 29

Figura 28. a) Bandas de fibra de vidrio correspondiente a uno de los paneles sobre el adhesivo. b) Bandas de fibra de vidrio pegadas al panel de fibra de carbono y sujetas por pinzas. 30

Figura 29. Bolsa de vacío para curado en autoclave del adhesivo. 30

Figura 30. Paneles con bandas de fibra de vidrio perfectamente adheridas. 31

Figura 31. Posicionamiento de los paneles en el carro de la sierra para proceder al corte. 31

Figura 32. Torno Erlo TF-30 del LERM. 32

Figura 33. Disposición de los elementos durante el taladrado. 32

Figura 34. Equipo de ultrasonidos OLYMPUS Epoch 1000i. 33

Figura 35. Set completo de especímenes de ensayo fabricados. 34

Figura 36. Dimensiones de los especímenes empleados en los ensayos de fatiga. 35

Figura 37. Máquina de ensayos Instron 8801. 37

Figura 38. Aumento de temperatura con el número de ciclos en laminados CFRP (8 láminas a +/- 45) aplicando diferentes frecuencias de ensayo [Sun y Chan, 1979] [6]. 38

Figura 39. Equipo manual de ultasonidos KRAUTKRAMER USM35 y palpador KBA D12902 (Airbus). 39

Figura 40. Equipo de ultrasonidos automático TEMUS (Airbus). 39

Figura 41. Comparación de la resistencia a tracción de las diferentes configuraciones (ancho/diámetro). a) Valores correspondientes al cálculo por sección bruta (ecuación 5). b) Valores correspondientes al cálculo por sección neta (ecuación 6). 42

Figura 42. Distribución de valores de resistencia a tracción entre los limites insensible y sensible a concentrador para laminado unidireccional calculando en base a: a) sección bruta y b) sección neta. 43

Figura 43. Distribución de valores de resistencia a tracción entre los limites insensible y sensible a concentrador para laminado cruzado calculando en base a: a) sección bruta y b) sección neta. 44

Figura 44. Esquema ilustrativo del fallo por sección neta que da lugar al límite correspondiente a un comportamiento insensible al concentrador, NI. 45

Figura 45. Esquema ilustrativo del fallo por concentrador obedeciendo el criterio de máxima tensión que da lugar al límite correspondiente a un comportamiento sensible al concentrador, NS. 45

Figura 46. Curvas SN para laminado unidireccional en los casos: 1) especímenes sin concentrador ensayados a f=10 Hz; 2) especímenes sin concentrador ensayados a f=15 Hz; 3) especímenes con concentrador del tipo A (W/D=2). Los puntos sin relleno hacen referencia a run-outs. 49

Figura 47. Desarrollo de grietas longitudinales y tangentes al agujero en la matriz que provoca la separación

xxi

del espécimen en 3 partes diferentes. a) boceto. b) real. 50

Figura 48. Degradación de la rigidez con el transcurso de los ciclos en especímenes tipo A (W/D=2) de laminado unidireccional ensayados a diferentes niveles de carga. 51

Figura 49. Degradación de la rigidez con el transcurso de los ciclos en especímenes tipo A (W/D=2) y tipo B (W/D=4) de laminado unidireccional ensayados a: a) 70% de su resistencia a tracción y b) 80% de su resistencia a tracción. 52

Figura 50. Resultados de los ensayos de fatiga realizados en los especímenes tipo D (W/D=10) de laminado cruzado. Los puntos sin relleno hacen referencia a run-outs. 53

Figura 51. Grietas longitudinales tangentes a ambos lados del agujero en el espécimen D0.90_05. 53

Figura 52. Longitud media de las grietas longitudinales en varios especímenes tipo D (W/D=10) ensayados a diferentes niveles de carga. 54

Figura 53. Degradación de la rigidez con el transcurso de los ciclos en especímenes tipo D (W/D=10) de laminado cruzado ensayados a diferentes niveles de carga. 54

Figura 54. Degradación de la rigidez con el transcurso de los ciclos en especímenes tipo A (W/D=2), tipo B (W/D=4) y tipo C (W/D=8) de laminado cruzado ensayados en torna al 95% de su resistencia a tracción. 55

Figura 55. Resultados de los ensayos de resistencia residual en especímenes tipo B (W/D=4) de laminado cruzado. 56

Figura 56. Resultados de los ensayos de resistencia residual en especímenes tipo C (W/D=8) de laminado cruzado. 56

Figura 57. Resultados de los ensayos de resistencia residual en especímenes tipo D (W/D=10) de laminado cruzado. 57

Figura 58. Resistencia residual de los especímenes tipo D (W/D=10) ensayados a diferentes niveles de carga. 58

Figura 59. Resistencia residual de los especímenes tipo B (W/D=4) ensayados a diferentes niveles de carga. 58

Figura 60. Resistencia residual de los especímenes tipo C (W/D=8) ensayados a diferentes niveles de carga. 59

Figura 61. Comparación de los resultados de resistencia residual con los límites NI y NS. 59

Figura 62. C-scan resultado de la inspección por placa reflectante (ganancia=14,7 dB) de especímenes tipo D (W/D=10) de laminado cruzado ensayados a diferentes niveles de carga. 61

xxiii

Abreviaturas y Símbolos

CFRP Polímero reforzado con fibra de carbono

GFRP Polímero reforzado con fibra de vidrio

FRP Polímero reforzado con fibra continua

L Largo del espécimen

Lg Distancia libre del espécimen entre los tacos

Ltab Longitud de los tacos

W Ancho del espécimen

t Espesor del espécimen

t0 Espesor del espécimen con secuencia de apilado unidireccional

t0/90 Espesor del espécimen con secuencia de apilado cruzado

tply Espesor nominal de una lámina

D Diámetro del agujero

A Área transversal del espécimen

R Relación entre las cargas mínima y máxima aplicadas en fatiga

f Frecuencia del ensayo de fatiga

σply Resistencia a tracción nominal de una lámina

σ0 Resistencia a tracción del material

σb Resistencia a tracción calculada a partir de la sección bruta

σb,0 Resistencia a tracción calculada a partir de la sección bruta de un espécimen virgen

σn Resistencia a tracción calculada a partir de la sección neta

σn,0 Resistencia a tracción calculada a partir de la sección neta de un espécimen virgen

τadh Resistencia a cortadura del adhesivo

F Fuerza máxima aplicada en dirección perpendicular al ancho del espécimen

Fadh,max Fuerza máxima soportada por la unión carbono-adhesivo

Flaminado,max Fuerza máxima soportada por el laminado

Fmedia,[0]6 Fuerza media de rotura del laminado [0]6

Fmedia,[0/90]2s Fuerza media de rotura del laminado [0/90]2s

F[0]4 Fuerza de rotura de un laminado [0]4

E Módulo de elasticidad

E0 Módulo de elasticidad inicial

e Deformación en la dirección de aplicación de la carga

α Parámetro de ecuación

Ktn Factor concentrador de tensiones en la sección neta para material ortótropo

Ktb Factor concentrador de tensiones en la sección bruta para material ortótropo

1 INTRODUCCIÓN

ste proyecto se ha organizado en seis capítulos en los que se explica detalladamente cada una de las fases del mismo, incluyendo el proceso de fabricación de los especímenes empleados en la campaña de ensayos. Comienza con un primer capítulo de introducción en el que se hace una breve

presentación de los materiales compuestos, su comportamiento a fatiga y la importancia de comprender el efecto de los concentradores de tensión en este comportamiento. El primer capítulo finaliza con una breve explicación de los objetivos y la organización de este Trabajo Fin de Máster. En el segundo capítulo se hace referencia a varias publicaciones para ofrecer al lector una idea del estado del arte. El tercer capítulo describe las características del material empleado durante la campaña de ensayos junto con el proceso de fabricación de los especímenes. En el cuarto capítulo se detallan y justifican los parámetros empleados en la realización de los ensayos. El quinto capítulo contiene los resultados obtenidos junto con la discusión de los mismos. Finalmente, en el sexto y último capítulo se exponen las conclusiones del proyecto junto con varias sugerencias de trabajos futuros.

1.1 Materiales Compuestos

Un material compuesto se define como una combinación de dos o más materiales que, manteniendo sus propiedades químicas, físicas y mecánicas individuales, resulta en un nuevo material que puede ser diseñado para tener mejores propiedades que sus constituyentes por separado [1].

El material compuesto consta de dos componentes fundamentales: un refuerzo y una matriz, los cuales pueden ser cerámicos, metálicos o poliméricos. El material del refuerzo es el responsable de soportar las cargas y, por tanto, de aportar la resistencia mecánica al conjunto mientras que la matriz se encarga de mantener unido y adecuadamente posicionado el refuerzo a la vez que lo protege de los efectos adversos de la abrasión y/o del contacto con el medio. Así, una combinación adecuada de matriz y refuerzo puede dar lugar a un nuevo material más ligero y con similares o mejores propiedades que aquellos materiales utilizados tradicionalmente (figura 1).

E

Everything in this world ends by accident or fatigue.

- Heinrich Heine -

Introducción

2

Figura 1. Comparación de la resistencia y rigidez específicas de varios materiales resaltando los compuestos de matriz polimérica reforzados con fibras de carbono (CFRP, carbon fiber reinforced polymer) y de vidrio

(GFRP, glass fiber reinforced polymer) [2].

Dada la gran variedad de combinaciones y formas que pueden adoptar matriz y refuerzo, existen multitud de procesos de fabricación específicos cuya complejidad y costo representan, junto con la dificultad de reciclado, los principales inconvenientes para el uso generalizado de este tipo de materiales [3].

Dentro de la inmensa gama de posibilidades, los materiales compuestos de matriz polimérica reforzados con fibras continuas (FRP, fiber reinforced polymers) son, por sus características, los más populares siendo empleados en diferentes aplicaciones entre las que destaca, por encima de todo, su aplicación en la industria aeroespacial [1] [2] [4].

1.2 Fatiga en Materiales Compuestos

Para aprovechar completamente y explotar las excelentes cualidades de los materiales compuestos, es de vital importancia entender los efectos que la fatiga provoca en estos materiales.

El estudio de la fatiga en materiales compuestos se inicia con el desarrollo de los mismos y se caracteriza por la notable dificultad que entraña entender el comportamiento de un material de características tan variables que impide, en la mayoría de los casos, la aplicación de las teorías y métodos tradicionalmente empleados en el estudio de la fatiga en materiales metálicos [5] [6].

El fenómeno de fatiga se define como la pérdida de propiedades que sufre un material como consecuencia de la aplicación de cargas cíclicas inferiores a su tensión de rotura que puede llegar a producir la rotura del material (figura 2).

3 Trabajo Fin de Máster. Máster en Ingeniería Industrial

Figura 2. Degradación de la resistencia de un material compuesto por fatiga. El fallo se produce cuando la resistencia residual (σR) disminuye desde el valor de la resistencia inicial del material (σC) hasta el nivel de

tensión aplicado en un ciclo [6].

Los primeros estudios para entender este fenómeno en materiales compuestos de matriz polimérica reforzados con fibras continuas se caracterizan por una marcada tendencia a asimilar el comportamiento de éstos al de los materiales metálicos, en base a los cuales se habían desarrollados métodos de ensayo y teorías capaces de explicar y predecir el fallo por fatiga [7] [8].

Sin embargo, la anisotropía y heterogeneidad características de los materiales compuestos hace que aquellos métodos válidos para describir la fatiga en materiales metálicos no siempre se puedan aplicar de forma satisfactoria [5] [6] [9] y surja entonces la necesidad de investigar para comprender los efectos que produce la fatiga en este tipo de materiales.

Aunque no es extraño escuchar que los materiales compuestos no sufren los efectos de la fatiga [6] [10], la mayoría de autores [5] [6] [11] coinciden en que la fatiga en materiales compuestos se caracteriza por:

1. La acumulación de daño generalizada dentro del material producida por medio de diferentes

mecanismos de fallo microestructurales como son: la rotura de fibras, la aparición de grietas en la

matriz, el despegado de fibras de la matriz (debonding) y/o la separación de capas (delaminaciones).

La aparición y evolución de cada uno de estos defectos puede ocurrir aislada o conjuntamente desde los primeros ciclos de fatiga y depende tanto del material como de las condiciones del ensayo (figura 3). Además, puede afectar tanto a la resistencia residual como a la rigidez del material por medio de dos procesos de efectos contrapuestos: “wear-out” y “wear-in” [12]. El proceso conocido como “wear-out” engloba toda aparición de defectos que debilitan al material como puede ser la rotura aleatoria de fibras, mientras que el proceso “wear-in” hace referencia a la aparición de defectos que, fundamentalmente en las primeras etapas de la fatiga, provocan un ligero incremento de la resistencia del material como puede ser una deformación en la matriz que mejore el alineamiento de las fibras.

Introducción

4

Figura 3. Evolución de la densidad de grietas transversales con el número de ciclos de fatiga en un laminado cruzado de CFRP durante ensayos realizados a diferentes niveles de carga [5].

2. La pérdida de la capacidad portante o una deformación inaceptable del material compuesto. Esto se

produce cuando la acumulación de defectos en alguna región es suficientemente grande como para

que la resistencia residual del material caiga por debajo del nivel máximo de la carga aplicada en un

ciclo o, se produzca una excesiva reducción de la rigidez del material. Este proceso puede ocurrir

gradualmente o de forma catastrófica y repentina.

Aun así, la gran variabilidad en las propiedades mecánicas de los compuestos como consecuencia de la irregular calidad del material, unida a la influencia antes mencionada de la naturaleza del compuesto (la combinación particular de fibras y matriz, la secuencia de apilado de las capas, etc.) y las condiciones del ensayo (ambiente, tipo de carga, etc.) en la aparición de los defectos, hace que la respuesta de estos materiales sea aún más variable que la asociada a los metales y que sea impensable el desarrollo de un método general capaz de describir con precisión todos los casos existentes [7] [13] [14].

1.3 Importancia del efecto de los concentradores

Ya sea por motivos de unión entre piezas, de accesibilidad o incluso de guía, la presencia de agujeros en componentes estructurales es un hecho muy común. Al igual que una grieta, los agujeros representan discontinuidades dentro del material que actúan como concentradores de tensión y provocan una redistribución de las tensiones que reduce la resistencia del material y dificulta enormemente la comprensión del ya complicado comportamiento a fatiga.

Estas observaciones indican, no sólo la utilidad de obtener las curvas SN correspondientes a los compuestos con agujeros (diferentes a las correspondientes al material sin agujero), sino que sería aconsejable el desarrollo de modelos capaces de derivar las mismas.

El estudio de la fatiga en materiales compuestos empleando para ello especímenes con agujero o algún tipo de concentrador de tensiones tiene una doble utilidad:

1. La simulación de las condiciones reales de servicio del material cuando la presencia de orificios es

frecuente para unir diferentes piezas. 2. La localización de la zona dañada por la que comenzará el deterioro del material para facilitar su

estudio.


1.4 Objetivos y organización del proyecto

El objetivo de este Trabajo Fin de Máster es el estudio del comportamiento a fatiga de laminados carbono-epoxi con agujero. Para ello se fabricaron especímenes con dos secuencias de apilado diferentes (unidireccional y cruzada) y cuatro configuraciones variando la relación “ancho/diámetro del agujero” (2, 4, 8 y 10), manteniendo constante el valor del diámetro en 6 mm.

La fabricación de los especímenes se llevó a cabo entre los meses de marzo y junio de 2016 en las instalaciones del laboratorio del Grupo de Elasticidad y Resistencia de Materiales de la Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Sevilla.

La campaña experimental se extendió durante los meses de septiembre de 2016 y junio de 2017 y se basó en la realización de ensayos de fatiga y tracción para la caracterización del material antes y después del proceso de fatiga. Todos estos ensayos se llevaron a cabo en las mismas instalaciones.

Para un estudio más detallado de los defectos producidos, algunos de los especímenes fueron inspeccionados por métodos no destructivos (ultrasonidos) en los laboratorios de la compañía Airbus en Getafe.

2 ESTADO DEL ARTE

a gran complejidad que entraña el estudio del comportamiento a fatiga de laminados de material compuesto se ve incrementada por la presencia de concentradores de tensiones. Estos concentradores, como puede ser el caso de un agujero en una unión remachada, causan una serie de efectos que al no

ser observados en laminados carentes de dichos concentradores requieren de un estudio profundo para conseguir explotar al máximo las excelentes características de los materiales compuestos [15].

Por un lado, al igual que en otros tipos de materiales, el principal efecto que tiene la presencia de un agujero en un laminado es la disminución de la carga de rotura debido tanto a la reducción del área efectiva que soporta la carga como al posible efecto concentrador de tensiones que se produce alrededor del agujero.

Sin embargo, la anisotropía propia de los materiales compuestos provoca fenómenos característicos que pueden evitar la propagación de una grieta o incluso que dicha propagación cambie de dirección dando lugar a una grieta perpendicular que se propaga por el material “eliminando” a la anterior como se puede ver en la figura 4.

Figura 4. Aparición de una grieta longitudinal (paralela a las fibras y la dirección de la carga) en un compuesto unidireccional que resulta en la eliminación del efecto concentrador de la grieta transversal [6].

La sensibilidad al efecto del concentrador de un laminado depende de varios factores [8] [9] [10] [15] [16] [17] como los tamaños del laminado y el agujero, la calidad del mecanizado, la secuencia de apilado, los espesores de lámina y laminado, los materiales constituyentes de la lámina o el tipo de solicitación. Así, para el completo entendimiento del comportamiento a fatiga, tanto a niveles macroscópicos como microscópicos, es indispensable comprender la compleja interacción de los efectos individuales producidos por cada uno de estos factores, lo cual ha sido motivo de numerosos estudios.

Uno de los primeros estudios acerca del efecto de concentradores de tensión en el comportamiento a fatiga (R=0) de laminados de material compuesto fue el realizado por Carswell [8]. En él, comparó los efectos producidos por concentradores de diferente longitud y radio de curvatura en la punta en laminados cruzados reforzados con fibra de vidrio.

Posiblemente influenciado por los conocimientos de fatiga en metales, Carswell describió el fallo por fatiga como un proceso repetitivo basado en la aparición de una zona dañada en el extremo del concentrador que aumenta de tamaño con el número de ciclos hasta alcanzar un tamaño crítico y provocar la propagación de una grieta que origina una nueva zona dañada.

Maier et al. [18] examinaron el comportamiento a fatiga (R=0,1 y R=-1) de laminados multidireccionales de carbono-poliamida con un agujero central. Durante la campaña experimental se descubrió que, para el caso R=0,1, los especímenes no fallaban tras 2x106 ciclos a pesar de aplicar cargas con una tensión máxima igual a la resistencia a tracción del material con agujero, lo que se relacionó con un aumento de su resistencia residual.

L

Estado del Arte

8

Un posterior análisis del modo de fallo atribuyó dicho aumento a la disminución de la influencia del concentrador debido a la aparición, durante los primeros ciclos de fatiga, de grietas longitudinales tangentes al agujero en las láminas a 0 y de delaminaciones.

Estudios como el de Maier provocaron que la resistencia residual de los compuestos tras experimentar fatiga pasara a ser un foco de atención a partir de la década de 1980.

Spearing y Beaumount [15] observaron la progresión del daño y su efecto en las propiedades post-fatiga (resistencia y rigidez residuales) de compuestos carbono-epoxi con entalla.

Tanto los laminados cruzados como los quasi-isótropos tratados en el estudio presentaron un mecanismo de fallo similar caracterizado por la aparición de largas grietas longitudinales tangentes al agujero en las láminas a 0, grietas transversales en las láminas a 90 y +/- 45 y delaminaciones cuya dimensión dependía de la longitud de las grietas longitudinales. Dicho parámetro, considerado clave en la evaluación del daño, es también el responsable de la reducción del efecto del concentrador y el consecuente incremento de la resistencia residual experimentada por los especímenes.

Empleando compuestos carbono-PEEK, Wang y Shin [12] realizaron un estudio muy similar y evaluaron las propiedades post-fatiga en laminados cruzados.

Al igual que en casos anteriores, la vida a fatiga de todos los especímenes con agujero resultó superar los 106 ciclos, impidiendo el desarrollo de una curva SN característica del laminado con agujero. En cuanto a las propiedades residuales, la resistencia residual de los especímenes ensayados después de someterlos a diferentes estados de fatiga siempre superó la resistencia del laminado virgen, llegando en ocasiones a aumentar hasta un 20%. Dicho aumento resultó mayor tanto incrementando el número de ciclos experimentados por los especímenes durante el ensayo como el nivel de carga de fatiga aplicado en el mismo.

Los daños en estos laminados están influenciados por las características de la matriz que, a diferencia de los polímeros termoestables como el epoxi, tiene una tenacidad a fractura mucho mayor que impide el desarrollo generalizado de grietas y delaminaciones. Sin embargo, la formación de largas grietas longitudinales tangentes al agujero desde los primeros ciclos de fatiga vuelve a ser el mecanismo principal de daño (figura 5). A pesar de ser más largas en la superficie, estas grietas afectan a todas las láminas de 0 y provocan la aparición localizada de grietas en la matiz y rotura de fibras en las láminas de 90. Al igual que la resistencia residual, la longitud de las grietas longitudinales se ve incrementada tanto por el número de ciclos como por el nivel de carga, siendo así la principal causa del aumento de resistencia.

Figura 5. Ejemplos típicos de C-scans en especímenes donde se muestran las grietas longitudinales tangentes al agujero [12].


Aymerich et al. [11] analizaron y compararon el comportamiento bajo cargas de tracción estáticas y de fatiga (R=0,1) de especímenes quasi-isótropos de carbono-PEEK y carbono-epoxi con agujero como ejemplos representativos de compuestos de matriz polimérica con matrices tenaz (PEEK, polímero termoplástico) y frágil (epoxi, polímero termoestable).

En su estudio describieron los diferentes mecanismos de daño que tienen lugar durante el proceso de fatiga. Centrándonos en el caso de los compuestos carbono-epoxi, comienza con la aparición de grietas transversales en la matriz combinadas con grietas longitudinales tangentes a ambos lados del agujero durante los primeros ciclos de fatiga, las cuales van seguidas de la formación de delaminaciones que unen estos defectos. Con el transcurso de los ciclos, los defectos en la matriz se extienden más allá de las inmediaciones del agujero actuando como un mecanismo de alivio de tensiones que atenúa el efecto del concentrador e impide que se produzcan roturas de fibras en los alrededores del mismo, incluso a niveles de carga muy próximos a la resistencia a tracción del material. El fallo se produce cuando las delaminaciones se extienden por todo el ancho del espécimen, aunque en este estudio no se registró ningún fallo por fatiga antes de los 106 ciclos. Este comportamiento, observado también en los especímenes carbono-PEEK ensayados a niveles de carga inferiores al 80% de su resistencia virgen, resulta en curvas SN prácticamente horizontales, una lenta disminución de rigidez con el transcurso de los ciclos y un incremento de la resistencia residual (de hasta un 30%) con el aumento de ciclos de fatiga experimentado por el espécimen.

A pesar de centrar su investigación en tejidos, Mall et al. [3] investigaron el comportamiento a fatiga tracción-compresión (R=-1) de compuestos carbono-epoxi fabricados mediante la técnica H-VARTM (Heated Vacuum Assisted Resin Transfer Moulding).

Este estudio muestra la escasa diferencia que existe entre las curvas SN de los especímenes con y sin agujero sugiriendo un nulo efecto del concentrador en la vida a fatiga del material. Tras el análisis de los mecanismos de fallo en ambas configuraciones, expone que este efecto es debido al desarrollo de una zona de daños localizada en el área de mínima sección neta que elimina el efecto del concentrador. Al igual que en el caso de las curvas, los mecanismos de daño son muy similares en ambos casos empezando con la aparición de grietas en la matriz acompañadas de delaminaciones en el punto de máxima tensión (extremo del agujero) que con el transcurso de los ciclos crecen, se combinan y provocan la rotura de fibras pudiendo dar lugar a la fractura del espécimen de ensayo.

Kawai y Shiratsuchi [9] trataron de desarrollar un método capaz de predecir la curva SN de laminados de matriz polimérica reforzados con fibras de carbono con agujero a partir de la curva de los mismos sin efecto del concentrador, basándose en la idea de que la sensibilidad al agujero disminuye al aumentar el número de ciclos.

Para ello, llevaron a cabo una campaña experimental (R=0,1) empleando especímenes carbono-epoxi con diferentes secuencias de apilado cruzadas y diámetros de agujero. Al contario que los estudios descritos anteriormente, en este caso se desarrollan las curvas SN correspondientes a los laminados con agujero donde se observa cómo el efecto del concentrador hace que la curva descienda en las primeras etapas de la fatiga (hasta 104 ciclos) a la vez que aumenta el tamaño del agujero, de acuerdo con una disminución en la resistencia a tracción del material. Sin embargo, este descenso con respecto a la curva SN del material sin concentrador, se reduce hasta casi desaparecer en la zona correspondiente a un alto número de ciclos (a partir de 105 ciclos) donde ambas curvas tienden a igualarse sugiriendo la desaparición del efecto del concentrador y un fallo producido por sección neta. Al igual que otros autores, Kawai y Shiratsuchi atribuyen este comportamiento al desarrollo de defectos en las inmediaciones del concentrador que hacen desaparecer su efecto, aunque sin llegar a evitar el fallo.

Lee at al [17] evalúan el efecto de un agujero en las propiedades a fatiga (R=0,1) de laminados quasi-isótropos y cruzados de CFRP.

A nivel macroscópico observaron cómo la presencia de un concentrador provoca la disminución de la resistencia a fatiga de ambos laminados, reduciéndose un 10% al ensayar a 5 Hz de frecuencia y un 20% en caso de realizar los ensayos a 10 Hz. Los resultados muestran curvas SN de escasa pendiente y un aumento de la resistencia residual en el caso de los especímenes con laminado cruzado (figura 6).

Estado del Arte

10

Figura 6. Curvas SN de laminados con agujero con diferentes secuencias de apilado y frecuencias de ensayo [17].

A pesar de utilizar laminados con secuencias de apilado muy parecidas a las empleadas por Kawai y Shiratsuchi, es destacable la disparidad de las curvas SN resultantes.

A nivel microscópico, la secuencia de fallo en ambos laminados comienza con la aparición de defectos junto al concentrador. En el caso del laminado cruzado, dichos defectos toman la forma de grietas en la matriz que se extienden longitudinalmente tangentes al agujero y preceden a la aparición de otros defectos en las láminas a 90 y en la matriz de las láminas a 0 que provocan el desarrollo de grandes tensiones a ambos lados del concentrador y la delaminación de la primera lámina. Por otra parte, el fallo en el laminado quasi-isótropo viene caracterizado por la propagación de delaminaciones desde los extremos por todo el ancho del espécimen.

Nixon-Pearson et al. [10] [16] llevaron a cabo una extensa campaña experimental para estudiar el desarrollo de daños que conducen al fallo por cargas estáticas y por fatiga (R=0,1) en laminados carbono-epoxi quasi-isótropos con agujero.

Para ello utilizaron 3 series de especímenes caracterizadas por tener secuencias de apilado diferentes que provocaban fallos en condiciones estáticas dominados por: la aparición y propagación de delaminaciones (laminado A [452/902/-452/02]s), por el arrancamiento de fibras (laminado B [45/90/-45/0]2s) y por rotura frágil (laminado C [45/90/-45/0]4s).

Aplicando la técnica de tomografía computarizada (X-ray Computed Tomography), son capaces de describir la secuencia de fallo de cada uno de estos laminados, evaluando los defectos presentes en cada una de las láminas por separado:

- En el laminado tipo A comienza con la formación de roturas en la matriz tangentes al agujero

(siguiendo las direcciones de las fibras correspondientes a cada lámina) en los primeros ciclos que

provocan la aparición de grietas y, en los casos de carga más severos, de delaminaciones que se

extienden desde los bordes del concentrador, debilitando el material hasta el fallo (pérdida del 15%

de rigidez) (figura 7).


a)

b)

Figura 7. Resultados obtenidos de un espécimen del laminado A ensayado a fatiga (60% de severidad) hasta la pérdida de un 15% de rigidez. a) Imágenes obtenidas por X-ray CT de los defectos presentes en cada

lámina. b) Cantidad de área delaminada en cada interfase [10].

- El laminado tipo B, que se caracterizaba por un fallo estático basado en el arrancamiento de fibras, experimenta una secuencia de fallos muy similar a la del laminado A, dominado por la aparición de grietas en la matriz y delaminaciones que comienzan en el sub-laminado exterior y se extienden con el paso de los ciclos al más interior (figura 8). Este mecanismo de fallo ocurre en los ensayos llevados a cabo a niveles de carga inferiores al 90% de la carga de rotura. A niveles de carga superiores, el fallo es consecuencia de la rotura de fibras, estableciendo una frontera que separa ambos mecanismos de fallo en torno al 85%. A diferencia del caso A, en esta ocasión la presencia de grietas se extiende por toda el área del espécimen y las delaminaciones no siempre se originan en los bordes del concentrador, surgiendo también en los extremos libres.

Estado del Arte

12

a)

b)

Figura 8. Resultados obtenidos de un espécimen del laminado B ensayado a fatiga 80% de severidad) hasta la pérdida de un 15% de rigidez. a) Imágenes obtenidas por X-ray CT de los defectos presentes en cada lámina.

b) Cantidad de área delaminada en cada interfase [10].

- En el laminado C, al igual que en el B, el mecanismo de fallo por fatiga difiere del caso estático y se basa en la aparición de grietas en la matriz y delaminaciones, afectando sobre todo a las capas más externas (figura 9). En este caso, la caída de rigidez no es tan acusada debido al mayor número de láminas que forman el laminado.


Figura 9. Imágenes obtenidas por X-ray CT de los defectos presentes en cada lámina de un espécimen del laminado C ensayado a fatiga (90% de severidad) [10].

A nivel de efectos macroscópicos, se observa que el límite de fatiga (estableciendo como criterio de fallo la pérdida del 15% de rigidez) para el laminado A se sitúa en torno al 40% de la carga de rotura, del laminado B en torno al 55% y del C en torno al 90% y que las resistencias residuales se ven afectadas de forma diferente. En el caso del laminado A, apenas hay diferencia entre las resistencias de los especímenes vírgenes y los que han sufrido 106 ciclos de fatiga mientras que en los casos B y C, existe un aumento en la resistencia del 6% y el 5-10% respectivamente.

Empleando novedosas técnicas de inspección no destructivas, Aidi et al. [14] examinaron la evolución del daño producido por la fatiga (R=0,1) en compuestos carbono-epoxi quasi-isótropos con agujero.

En su estudio obtuvieron la curva SN del laminado, el cual presenta un límite de fatiga del 65% de la carga de rotura estática. Al igual que otros autores, hacen uso de la degradación de la rigidez para evaluar la propagación del daño durante la fatiga y de técnicas no destructivas (DIC, figura 10 y rayos X, figura 11) para exponer un mecanismo de fallo basado en:

1. Aparición de grietas transversales en la matriz.

2. Formación de delaminaciones en los extremos libres del espécimen.

3. Aparición de grietas longitudinales tangentes al agujero en las láminas a 0.

4. Formación de nuevas delaminaciones entre las grietas longitudinales y propagación de las existentes

por todo el espécimen hasta el fallo.

Estado del Arte

14

Figura 10. Campos de deformaciones obtenidos mediante la técnica DIC (Correlación de Imagen Digital) en un espécimen ensayado a fatiga durante 1,3*vida media al 80% de severidad. a) deformaciones longitudinales

eyy b) deformaciones exy [14].

Figura 11. Imágenes de rayos X que muestran los defectos presentes de 6 especímenes ensayados a fatiga al 80% de severidad durante diferente número de ciclos [14].

Una vez más, ensayos estáticos en especímenes sometidos a fatiga muestran un incremento de la resistencia residual (de hasta un 13,6%), resultado de la disminución del efecto del concentrador producido por la aparición de las grietas longitudinales. Sin embargo, en este caso dicho incremento no aumenta continuamente con el número de ciclos, sino que sólo lo hace durante la primera etapa de la fatiga, disminuyendo a partir de la mitad del proceso hasta valores inferiores a la resistencia virgen.

Siguiendo la tendencia de los estudios descritos, el objetivo de este Trabajo Fin de Máster es investigar el efecto de un agujero en el comportamiento a fatiga de laminados carbono-epoxi y, al mismo tiempo, aclarar los resultados obtenidos por otras investigaciones en laminados cruzados y estudiar el efecto en laminados unidireccionales.


Para ello se ha diseñado una amplia campaña experimental basada en el ensayo de especímenes con dos secuencias de apilado (unidireccional, [0]6, y cruzada [0/90]2s) y cuatro configuraciones diferentes (ancho (W)/diámetro del agujero (D) =2, 4, 8 y 10) manteniendo constante el valor del diámetro (D=6 mm).

3 PREPARACIÓN DE LOS ESPECÍMENES DE

ENSAYO

a fabricación de los especímenes se llevó a cabo en los laboratorios del grupo de Elasticidad y Resistencia de Materiales de la Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Sevilla bajo la supervisión del responsable del laboratorio Antonio Cañas. En esta sección se expone una descripción del material

empleado junto con una detallada explicación del proceso de fabricación de los especímenes utilizados en la campaña de ensayos.

3.1 Material

El material empleado para la fabricación de los especímenes es AS4/8552-RC34-AW196, fabricado por Hexcel Composites, S.A. Se trata de un material compuesto de matriz epoxi (termoestable) reforzado con fibras continuas de carbono, proporcionado en forma de cinta unidireccional pre-impregnada con un espesor nominal de 0,184 mm (figura 12).

Figura 12. Rollo de material compuesto de fibra de carbono unidireccional pre-impregnada (AS4/8552).

La tabla 1 muestra el valor nominal de las propiedades del material [19]:

Propiedad Unidades Valor nominal

Densidad de la resina g/cm3 1,30

Densidad de la fibra g/cm3 1,78

Espesor de la lámina curada mm 0,184

Fracción en volumen de fibras % 60

Densidad del laminado g/cm3 1,59

Resistencia a tracción de la lámina MPa 1800

Rigidez de la lámina GPa 135

Tabla 1. Propiedades nominales del material AS4/8552 RC34 AW196.

L

Preparación de los Especímenes de Ensayo

18

3.2 Método de fabricación

Para la elaboración de los especímenes con los que se llevó a cabo la amplia campaña de ensayos programada para este Trabajo Fin de Máster se siguió la secuencia de operaciones descrita en la figura 13 [20]:

Figura 13. Secuencia de operaciones para la obtención de los especímenes de ensayo.


Como muestra la figura, el método de fabricación elegido para la elaboración de los paneles a partir de los cuales extraer los especímenes ha sido el curado en autoclave. Este proceso de fabricación, gracias al cual se pueden obtener componentes de gran calidad, está basado en la aplicación de presión y temperatura en el interior de un recipiente cilíndrico herméticamente cerrado (autoclave, figura 14) siguiendo las directrices de un determinado ciclo de curado, el cual viene especificado por el suministrador del material.

Figura 14. Autoclave del laboratorio del Grupo de Elasticidad y Resistencia de Materiales.

A continuación, se describen detalladamente cada una de las fases del proceso de fabricación:

3.2.1 FASE 1. Fabricación de los paneles

El primer bloque de operaciones se centra en la fabricación de los paneles de material compuesto a partir de los cuales se extrajeron los especímenes de ensayo. Esta fase consta de varias operaciones:

FASE 1.1: Planificación

El primer paso del proceso de fabricación consiste en la planificación de la producción. Dado que se trata de un proyecto esencialmente experimental que tiene como objetivo inicial el desarrollo de 8 curvas SN, fue necesario fabricar una gran cantidad de especímenes para obtener unos resultados fiables acordes con la normativa. Para este caso, la norma aplicable [21] establece un mínimo de 12 especímenes para el desarrollo de cada una de las curvas.

Como paso previo a cualquier campaña de ensayos, resulta conveniente caracterizar el material empleado. Por ello, además de los especímenes necesarios para el desarrollo de las curvas de fatiga, se decidió fabricar 6 especímenes más (3/secuencia de apilado) siguiendo las directrices de la norma correspondiente [22] para obtener las propiedades mecánicas a tracción de los dos laminados utilizados.

Teniendo en cuenta todo lo anterior, se optó finalmente por la fabricación de 15 especímenes/curva SN más los 6 correspondientes a la caracterización del material, lo que hace un total de 126 especímenes.

La tabla 2 muestra las características de las 10 clases de especímenes diferentes empleados durante la campaña experimental cuyo boceto se muestra en la figura 15.


20

Configuración Secuencia de apilado

L [mm] W [mm] D [mm] W/D Cantidad Ensayo

K0

[0]6

250 15 0 ∞ 3 Caracterización

A0 150 12 6 2 15 Fatiga

B0 200 24 6 4 15 Fatiga

C0 300 48 6 8 15 Fatiga

D0 300 60 6 10 15 Fatiga

K0.90

[0/90]2S

250 15 0 ∞ 3 Caracterización

A0.90 150 12 6 2 15 Fatiga

B0.90 200 24 6 4 15 Fatiga

C0.90 300 48 6 8 15 Fatiga

D0.90 300 60 6 10 15 Fatiga

Tabla 2. Tabla resumen con las características de los especímenes de ensayo.

Figura 15. Boceto de los especímenes empleados. Dimensiones en mm.

Con objeto de aprovechar al máximo el rollo de material disponible y tomando como base las dimensiones de los especímenes que era necesario fabricar, el material que es eliminado al cortar cada espécimen (debido al diámetro de la sierra de diamante) y el ancho del rollo, se dimensionaron los paneles a partir de los cuales se extraerían posteriormente los especímenes de ensayo.

La tabla 3 muestra un resumen con las características de los paneles cuyo boceto se puede ver en la figura 16.


Dir

ecci

ón

de la

s fib

ras

a 0

Panel ID L [mm] W [mm] Cantidad* Espec. Tipo A

Espec.Tipo B

Espec. Tipo C

Espec. Tipo D

Espec. Tipo K

1 320 350 3 0 0 0 5 0

2 320 340 2 0 0 6 0 0

3 320 180 1 0 0 3 0 0

4 220 315 1 0 10 0 0 0

5 220 170 1 0 5 0 0 0

6 325 160 1 15 0 0 0 0

7 270 85 1 0 0 0 0 3

Tabla 3. Tabla resumen con las características de los paneles. *Las cantidades se refieren a una sola secuencia de apilado.

Figura 16. Boceto de los paneles fabricados. Dimensiones en mm.

A modo de aclaración, los parámetros L y W en la tabla 3 hacen referencia a las direcciones 0 y 90 respectivamente. Además, las cantidades expuestas son para una única secuencia de apilado, lo que significa que la cantidad total de paneles fabricados fue el doble.

FASE 1.2: Preparación y limpieza de las herramientas

La limpieza de las herramientas es un paso fundamental para evitar la inclusión de impurezas dentro del laminado que puedan afectar a sus propiedades una vez curado.

FASE 1.3: Cortes del rollo de pre-impregnado

Una vez planificada la producción y determinadas las dimensiones de los paneles, se procedió a cortar del rollo de pre-impregnado los trozos que posteriormente se apilarían para formar dichos paneles. En la tabla 4 se pueden ver los trozos de material necesarios para la fabricación de cada panel.


22

Panel ID Cantidad Secuencia de apilado Trozos (L[mm] x W[mm])

1 3

[0]6

3 x 12 trozos (320 x 150) 3 x 6 trozos (320 x 50)

2 2 2 x 12 trozos (320 x 150)

2 x 6 trozos (320 x 40)

3 1 1 x 6 trozos (320 x 150) 1 x 6 trozos (320 x 30)

4 1 1 x 12 trozos (220 x 150)

1 x 6 trozos (220 x 15)



7 1 1 x 6 trozos (270 x 85)

1 3

[0/90]2S



2 2



3 1



4 1

1 x 8 trozos (220 x 150) 1 x 4 trozos de (220 x 15)

1 x 4 trozos de (315 x 150) 1 x 4 trozos de (315 x 70)

5 1



6 1



7 1 1 x 4 trozos (270 x 85) 1 x 4 trozos (85 x 150) 1 x 4 trozos (85 x 120)

Tabla 4. Trozos de rollo de material necesarios para la fabricación de cada panel.


El proceso de corte se llevó a cabo en la sala limpia del laboratorio, sobre una superficie de vidrio, empleando diferentes instrumentos de medida (reglas, escuadra y cartabón) y una cuchilla afilada (figura 17).

Figura 17. Proceso de corte de trozos de material del rollo de pre-impregnado.

FASE 1.4: Apilado de los paneles

La operación de apilado consiste en el posicionamiento de los trozos de material compuesto, previamente cortados del rollo de pre-impregnado, en la posición adecuada y con una orientación de fibras determinada para obtener la secuencia de apilado deseada en cada laminado. Como se ha mencionado antes, para este proyecto se emplearon dos secuencias de apilado diferentes:

1. Laminado unidireccional [0]6: compuesto por 6 láminas superpuestas con las fibras en la misma

dirección (figura 18).

Figura 18. Esquema de la secuencia de apilado unidireccional [0]6.

2. Laminado cruzado [0/90]2s: compuesto por 8 láminas superpuestas alternando fibras en direcciones

perpendiculares (figura 19).


24

Figura 19. Esquema de la secuencia de apilado cruzado [0/90]2s.

Aunque existen técnicas de apilado automático [20], este proceso se hizo de forma manual aplicando presión con una espátula para evitar, en la medida de lo posible, la formación de burbujas de aire. La secuencia de operaciones que dan lugar al apilado se muestra en la figura 20. El papel blanco que se puede observar en la figura hace de capa protectora del material durante su almacenamiento y manipulación y es necesario eliminarlo antes del apilado de las láminas.

a) b)

c)

Figura 20. Panel de material compuesto durante la secuencia de apilado. a) Trozos de material cortados directamente del rollo. b) Panel durante el proceso de apilado. c) Paneles una vez finalizado el proceso de

apilado.


FASE 1.5: Consolidaciones intermedias

Las consolidaciones intermedias se llevan a cabo cuando los laminados tienen un espesor superior a 3 o 4 capas de material con objeto de disminuir la porosidad, mejorar la adhesión entre las capas y consolidar el panel. Consisten en la aplicación de presión durante unos minutos por medio de una bolsa de vacío cada 3-4 capas de apilado como se puede ver en la figura 21.

Figura 21. Consolidación intermedia del panel de material compuesto en bolsa de vacío.

FASE 1.6: Preparación de la bolsa de vacío

Una vez finalizado el proceso de apilado de todas las capas de material, se preparó la bolsa de vacío dentro de la cual se metió el panel para ser curado en el autoclave. La bolsa de vacío se elabora sobre una placa metálica de aluminio o acero, previamente pulida y limpiada, sobre la cual se coloca el panel una vez apilado entre dos finas láminas de teflón. En el caso de utilizar la misma bolsa para el curado de más de un panel, es necesario separar ambos por medio de una tira de material poroso (corcho). Acto seguido, se posicionan dos tomas de vacío (que irán conectadas al autoclave) y se recubre el panel con una capa de tejido aireador. Finalmente, se coloca una fila de cromato recorriendo el todo perímetro del panel. Esta secuencia de operaciones es mostrada en la figura 22.

a) b)


26

c) d)

Figura 22. Secuencia de preparacion de la bolsa de vacion. a) Placa metalica de aluminio sobre donde se coloca el panel de material compuesto una vez apliado. b) Colocación del panel entre las láminas de teflón. c) Colocación del tejido aireador y las tomas de vacío. d) Pegado de la fila de cromato alrededor del perimetro

del panel.

FASE 1.7: Sellado de la bolsa de vacío

Se trata de una operación crítica para el correcto curado del panel. Consiste en sellar herméticamente la bolsa con una membrana de plástico impermeable que queda adherida al cromato cubriendo totalmente la superficie del panel. Para comprobar el correcto sellado de la bolsa, se aplica presión de vacío y mediante un manómetro se comprueba que no hay pérdidas de presión (figura 23).

Figura 23. Sellado de la bolsa de vacío y comprobación de pérdidas de presión.

FASE 1.8: Revisión final antes de autoclave

El último paso antes de proceder al curado en autoclave consiste en la conexión de las mangueras del mismo a las tomas de vacío de la bolsa para volver a comprobar que no existen pérdidas de presión que puedan interrumpir el proceso de curado.


FASE 1.9: Ciclo de curado en autoclave

Una vez comprobado que la bolsa de vacío no tiene pérdidas que puedan interrumpir el correcto funcionamiento del autoclave, se programa el ciclo de curado especificado por el fabricante para el material utilizado [19] y se procede al curado del material compuesto.

Para el material empleado en este proyecto, las condiciones de curado son:

1. Presión dentro de la bolsa de vacío: 0,65 - 0,75 bares.

2. Presión en el autoclave: 3,5 - 7,2 bares.

3. Velocidad de calentamiento: 0,2 ºC/min – 3,5 ºC/min.

4. Tiempo y temperatura de curado: 120 - 135 minutos a (185 ± 5) ºC o 120 - 210 minutos a (185 ± 5)

ºC.

5. Velocidad de enfriamiento: 0,2 ºC/min - 3,5 ºC/min.

El resultado final de esta secuencia de operaciones es un panel curado como los que se muestran en la figura 24.

Figura 24. Paneles después del curado en autoclave.

3.2.2 FASE 2. Pegado de los tacos de fibra de vidrio

Una vez finalizado el proceso de curado de los paneles en el autoclave se procede al pegado de los tacos de fibra de vidrio en los extremos de cada panel para reforzar las partes de los especímenes que, a la hora de realizar el ensayo, están cogidas por las mordazas de la máquina.

Al igual que la fabricación de los paneles en el autoclave, la operación del pegado de los tacos consta de una serie de etapas:

FASE 2.1: Recanteado de los paneles curados

Al extraer los paneles del autoclave, debido a la fluencia de la resina durante el proceso de curado, se forma en los bordes de los laminados una rebaba de resina de pocos milímetros (figura 24) que es necesario eliminar para la colocación óptima de los tacos. Esta operación de recanteado de bordes se llevó a cabo utilizando una sierra de disco de diamante (figura 25).


28

Figura 25. Sierra de disco de diamante del taller del LERM.

FASE 2.2: Corte de paneles de fibra de vidrio para obtener bandas con la medida de los tacos

A partir de paneles de fibra de vidrio previamente fabricados, se cortaron las bandas necesarias para formar los tacos. Las dimensiones de estas bandas venían determinadas por:

1. El ancho de los paneles de fibra de carbono.

2. La capacidad de adhesión del adhesivo utilizado, cuya tensión de fallo debía ser superior a la tensión

de rotura del material (ver capítulo 4.1). El ancho elegido fue 50 mm.

El corte se realizó en la sierra de disco de diamante siguiendo una orientación de +/- 45 grados con respecto al ángulo de orientación de las fibras. Esta orientación se eligió con el fin de favorecer, en la medida de lo posible, la adhesión entre los tacos y la mordaza a la hora de realizar el ensayo (figura 26).


Figura 26. Bandas de fibra de vidrio tras el corte.

FASE 2.3: Lijado y limpieza del área de adhesión

Antes de la aplicación del adhesivo, y con objeto de mejorar la adhesión y eliminar posibles impurezas, tanto la cara de contacto de las bandas como la de los paneles fueron lijadas y limpiadas con acetona (figura 27).

Figura 27. Lijado y limpieza de las bandas de fibra de vidrio.

FASE 2.4: Pegado de las bandas al panel con adhesivo.

La unión de la fibra de vidrio con el panel de fibra de carbono se realizó por medio del adhesivo Z-15429, cuyas propiedades vienen resumidas en la tabla 5 [23]. Este adhesivo es cortado en tiras con las mismas dimensiones que las bandas de fibra de vidrio (siguiendo un proceso similar al ya descrito para el corte del material compuesto) y pegado en primera instancia aplicando presión, por medio de espátula y pinzas, y calor, usando un secador (figura 28).

Propiedad Unidades Valor nominal

Masa por unidad de área g/m2 300 ± 30

Máximo contenido en volátiles % 1,5

Límite tensión tangencial a 23C MPa 24 individual min. / 30 average min

Bell-Peel a 23C N 180 indiv. min. / 225 aver. min

Tabla 5. Propiedades mecánicas del adhesivo Z-15429 usado para los tacos.


30

a) b)

Figura 28. a) Bandas de fibra de vidrio correspondiente a uno de los paneles sobre el adhesivo. b) Bandas de fibra de vidrio pegadas al panel de fibra de carbono y sujetas por pinzas.

FASE 2.5: Curado del adhesivo en autoclave

La operación de pegado de tacos finaliza con el curado en autoclave del adhesivo, que se realiza de forma similar a lo expuesto anteriormente para el curado de los paneles. La principal diferencia radica en la bolsa de vacío, que en esta ocasión no utiliza una placa metálica, sino que el panel queda envuelto por ambos lados por la membrana de plástico impermeable como se aprecia en la figura 29.

En esta ocasión el ciclo de curado es el correspondiente al adhesivo: 60 minutos a 120-145ºC y 0,24 ± 0,03 MPa o 90 minutos a 107-120ºC y 0,24 ± 0,03 MPa.

Figura 29. Bolsa de vacío para curado en autoclave del adhesivo.

El resultado final de esta secuencia de operaciones es un panel con bandas de fibra de vidrio totalmente adheridas en dos de sus extremos por ambas caras como los que se muestran en la figura 30.


Figura 30. Paneles con bandas de fibra de vidrio perfectamente adheridas.

3.2.3 FASE 3. Corte de los especímenes

Una vez acabado el proceso de pegado de los tacos, se procedió al corte de los paneles para extraer los especímenes de ensayo. Al igual que los otros procesos de corte, este proceso se llevó a cabo usando la sierra de disco de diamante y chequeando, con ayuda de un calibre, que las dimensiones de cada espécimen eran las correctas en todo momento (figura 31).

Figura 31. Posicionamiento de los paneles en el carro de la sierra para proceder al corte.

3.2.4 FASE 4. Taladrado de los agujeros

La siguiente operación del proceso de fabricación consistió en hacer el agujero central de los especímenes empleando el torno manual Erlo TF-30 equipado con una broca de 6 mm de diámetro (figura 32). La operación de taladrado se ejecutó de acuerdo con las especificaciones pertinentes (AIPS, Airbus Process Specification) [24] y colocando trozos de fibra de vidrio para proteger ambas caras del espécimen y evitar así posibles delaminaciones o daños en el material (figura 33).


32

Figura 32. Torno Erlo TF-30 del LERM.

Figura 33. Disposición de los elementos durante el taladrado.

3.2.5 FASE 5. Inspección no destructiva de los especímenes

Una vez finalizado el proceso de taladrado, se llevó a cabo la inspección no destructiva de los especímenes para comprobar la posible aparición de delaminaciones durante el taladrado.

El método de inspección utilizado fue la inspección por ultrasonidos, empleando la técnica pulso-eco a una frecuencia de 5 MHz mediante el equipo OLYMPUS Epoch 1000i (figura 34).


Figura 34. Equipo de ultrasonidos OLYMPUS Epoch 1000i.

3.2.6 FASE 6. Comprobación de las dimensiones de los especímenes

Tras la inspección por ultrasonidos, se volvieron a comprobar las dimensiones de cada uno de los especímenes. Todas estas medidas están recopiladas y expuestas en el anexo 1.

La totalidad de los especímenes fabricados para la campaña experimental se pueden apreciar en la figura 35. El número final de especímenes fabricados fue de 139 debido al aprovechamiento de trozos de material sobrante.


34

Figura 35. Set completo de especímenes de ensayo fabricados.

4 MÉTODO EXPERIMENTAL

l ser un proyecto esencialmente experimental, la adecuada planificación de la campaña de ensayos es un paso determinante en la realización del mismo. En el presente capítulo se describen los parámetros empleados en la realización de los distintos tipos de ensayos llevados a cabo, razonando la elección de

los más importantes.

4.1 Justificación de la geometría de los especímenes

La geometría de los especímenes empleados durante la campaña de ensayos se eligió en base a las especificaciones establecidas por la norma ASTM D7615/D7615M [21] y los objetivos del proyecto, es decir:

- LARGO: Procurando siempre una relación L/W ≥ 5.

- ANCHO: Variable entre 12 y 60 mm para estudiar el efecto del concentrador en diferentes configuraciones (ancho/diámetro de agujero).

La figura 36 junto con la tabla 6 muestran esquemáticamente las dimensiones de los especímenes (para más información ver capítulo 3.1), las cuales están en la línea de estudios anteriores, como se puede ver en la tabla del anexo 2.

Figura 36. Dimensiones de los especímenes empleados en los ensayos de fatiga.

Configuración L [mm] Ltab [mm] Lg [mm] W [mm] L/W D [mm] W/D t0 [mm] t0/90 [mm]

A 150 50 50 12 12,5 6 2

1,104 1,472 B 200 50 100 24 8,33 6 4

C 300 50 200 48 6,25 6 8

D 300 50 200 60 5 6 10

Tabla 6. Dimensiones de los especímenes empleados en los ensayos de fatiga.

El tamaño de los tacos de fibra de vidrio se eligió para conseguir una tensión de fallo por despegado superior a la tensión de rotura del material y así asegurarnos de que el fallo se produce en la zona deseada. A partir de los valores nominales del espesor de una lámina (tply), de la resistencia a tracción de la lámina (σply) y de la

A

Método Experimental

36

resistencia a cortante del adhesivo (τadh), se realizó un cálculo asumiendo una longitud de taco de 50 mm (tamaño de las mordazas de las máquinas disponibles en el LERM) para determinar y comparar la carga máxima que pueden soportar tanto el adhesivo (Fadh,max) como el material (Flaminado,max), este último asumiendo el caso más desfavorable (laminado unidireccional + insensible a la entalla, NI):

𝐹𝑎𝑑ℎ,𝑚𝑎𝑥 = 2 ∗ 𝜏𝑎𝑑ℎ ∗ 𝐿𝑡𝑎𝑏 ∗ 𝑊 (1)

𝐹𝑙𝑎𝑚𝑖𝑛𝑎𝑑𝑜,𝑚𝑎𝑥 = 𝜎𝑝𝑙𝑦 ∗ 6 ∗ (𝑊 − 𝐷) ∗ 𝑡𝑝𝑙𝑦 (2)

Los resultados para las 4 configuraciones utilizadas se muestran en la tabla 7, donde queda demostrado que Fadh,max > Flaminado,max en todos los casos.

Configuración W [mm] W-D [mm] Ltab [mm] Fadh,max [N] Flaminado,max [N]

A 12 6 50 30000 12254,4 OK

B 24 18 50 60000 36763,2 OK

C 48 42 50 120000 85780,8 OK

D 60 54 50 150000 110289,6 OK

Tabla 7. Resultados de los cálculos de la longitud de los tacos.

4.2 Nomenclatura de los especímenes

Para identificar cada uno de los especímenes se estableció una nomenclatura compuesta por 4 elementos:

𝐿𝑒𝑡𝑟𝑎𝐶𝑜𝑛𝑓𝑖𝑔𝑢𝑟𝑎𝑐𝑖𝑜𝑛 + 𝑆𝑒𝑐𝑢𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝐴𝑝𝑖𝑙𝑎𝑑𝑜 + _ + 𝑁𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜𝐸𝑠𝑝𝑒𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛 (3)

1. LetraConfiguracion: Letra que hace referencia a la relación “ancho/diámetro de agujero” del espécimen. Esta letra puede ser “A” (W/D=2), “B” (W/D=4), “C” (W/D=8), “D” (W/D=10) o “K” (W/D=∞).

2. SecuenciaApilado: Números indicativos de la secuencia de apilado del espécimen. Puede ser “0” para el caso de laminado unidireccional o “0.90” cuando se trata de laminado cruzado.

3. _: Guión bajo separador.

4. NumeroEspecimen: Número de referencia de cada espécimen.

Así, el espécimen identificado con la etiqueta B0.90_05 será el quinto espécimen con una relación W/D=4 y una secuencia de apilado cruzado.

4.3 Ensayos

La campaña experimental en la que se basa este Trabajo Fin de Máster se compone de tres tipos de ensayos: ensayos estáticos de caracterización de especímenes con y sin agujero, ensayos de fatiga en especímenes con agujero, y ensayos de tracción en aquellos especímenes que superan un número de ciclos determinado con el fin de evaluar su resistencia residual.

Tanto los ensayos de tracción como los de fatiga se llevaron a cabo usando la máquina de ensayos servo-hidráulica Instron (modelo 8801) situada en el LERM (figura 37) en condiciones estándar de laboratorio (21 ± 3 C, 50 ± 10% humedad relativa). Para asegurar la completa sujeción de los especímenes durante los ensayos, se aplicó una presión de 10 MPa en las mordazas. El control y la obtención de datos se realizaron


mediante el software Instron Wavemaker.

Figura 37. Máquina de ensayos Instron 8801.

4.3.1 Ensayos de caracterización del material

El objetivo de esta primera fase de ensayos fue la caracterización del material y la determinación de las resistencias correspondientes a cada una de las geometrías, en base a las cuales se establecieron posteriormente las cargas máximas de fatiga.

Por cada secuencia de apilado se ensayaron: - 3 especímenes sin agujero. - 2 especímenes con agujero para cada una de las diferentes configuraciones ancho/diámetro de

agujero.

Se realizaron un total de 22 ensayos usando control en desplazamientos a una velocidad de 0,5 mm/min.

Antes de cualquier ensayo, los especímenes fueron inspeccionados visualmente para asegurar que no había daños previos al ensayo.

4.3.2 Ensayos de fatiga

Una vez caracterizado el material, se llevaron a cabo los ensayos de fatiga a amplitud constante mediante control en carga. Las cargas cíclicas fueron aplicadas en forma de ondas sinusoidales a frecuencia constante y R=0,1.

La frecuencia de aplicación de la carga es uno de los parámetros críticos en este tipo de ensayos y debe ser elegida cuidadosamente para evitar, por un lado, una duración exagerada del ensayo, y por otro un incremento excesivo de la temperatura en el espécimen. Debido a la limitada capacidad de disipación de calor de los CFRP, la generación de daños producida por las cargas cíclicas da lugar a calentamientos por histéresis que afectan al comportamiento a fatiga. Dicho efecto se ve agravado con la presencia agujeros o grietas, los cuales provocan incrementos locales de temperatura incluso bajo la aplicación de cargas moderadas [6]. Sin embargo, este efecto que resulta ser considerable en laminados a +/-45 (figura 38), se vuelve despreciable en laminados unidireccionales y reducido en el caso de laminados cruzados ensayados a

Método Experimental

38

frecuencias menores de 20 Hz [25].

Figura 38. Aumento de temperatura con el número de ciclos en laminados CFRP (8 láminas a +/- 45) aplicando diferentes frecuencias de ensayo [Sun y Chan, 1979] [6].

Así, siguiendo las pautas de investigaciones previas y las limitaciones de la máquina empleada, se eligieron frecuencias de ensayo de hasta 20 Hz, que provocan aumentos de temperatura menores de 20 C en el caso más desfavorable y un efecto despreciable sobre la curva SN.

Las cargas máximas a las que se realizaron los ensayos se corresponden con varios porcentajes de la resistencia a tracción con agujero de cada espécimen (lo cual se conoce en la literatura como “severidad” [10] [16]) y el criterio de fallo establecido fue el transcurso de un número determinado de ciclos (105, 5x105, 106 o 2x106 dependiendo del efecto a estudiar) o la rotura del espécimen.

En la tabla presente en el anexo 2 se puede comprobar que, al igual que en el caso de la geometría de los especímenes, las condiciones de ensayo de este proyecto son similares a las de estudios realizados previamente.

4.3.3 Ensayos de resistencia residual

Aquellos ensayos que llegaron al número de ciclos predeterminado sin sufrir rotura fueron sometidos a ensayos de tracción para determinar su resistencia residual siguiendo los mismos parámetros que los descritos en apartado 4.3.1.

4.4 Métodos de evaluación del daño

Para intentar identificar los mecanismos de fallo y propagacion del daño, algunos de los especímenes fueron examinados empleando diferentes técnicas de inspección por ultrasonidos.

4.4.1 Inspección no destructiva

La inspección por ultrasonidos ha sido ampliamente utilizada para detectar posibles delaminaciones en laminados de CFRP tras la aplicación de cargas cíclicas o impactos [11] [12] [17].

Con el fin de evaluar la posible aparición de delaminaciones tras el taladrado del agujero en los especímenes vírgenes y la presencia de daños tras 106 ciclos de fatiga a 70%, 80%, 90% y 95% de severidad, se llevaron a cabo dos tipos de inspección por ultrasonidos en especímenes tipo D de laminado cruzado:


1. Inspecciones manuales mediante la técnica pulso-eco a 5 MHz, empleando el equipo KRAUTKRAMER USM35 junto con el palpador KBA D12902 (figura 39).

Figura 39. Equipo manual de ultasonidos KRAUTKRAMER USM35 y palpador KBA D12902 (Airbus).

2. Inspecciones automáticas mediante las técnicas pulso-eco y placa reflectante a 5 MHz, empleando las instalaciones TEMUS (Airbus) y el palpador ULTRAN 180361 (figura 40).

Figura 40. Equipo de ultrasonidos automático TEMUS (Airbus).

5 RESULTADOS Y DISCUSIÓN

iguiendo el orden temporal de realización de los ensayos, en este capítulo se exponen los resultados de la campaña experimental junto con la discusión y análisis de los resultados obtenidos en los tres tipos de ensayos.

5.1 Ensayos de caracterización

La resistencia a tracción de ambos laminados sin agujero se obtiene a partir de 3 especímenes de caracterización haciendo uso de la fórmula (4). Los valores de resistencia obtenidos son 1919,6 MPa para el laminado unidireccional con un coeficiente de variación del 5,93% y 1030,8 MPa para el laminado cruzado con un coeficiente de variación del 3,2%.

𝜎0 = 𝐹

𝑊×𝑡 (4)

Para determinar la resistencia a tracción de los laminados con agujero, se ensayaron 2 especímenes por cada configuración (ancho/diámetro de agujero). Dependiendo del estudio, el cálculo de la resistencia a tracción de dichos especímenes se puede realizar de dos formas diferentes:

1. En base a la sección bruta del espécimen (σb), es decir, sin tener en cuenta el agujero [9]. Para ello, se emplea una ecuación análoga a la del caso de los especímenes de caracterización.

𝜎𝑏 = 𝐹

𝑊×𝑡 (5)

2. En base a la sección neta del espécimen (σn), es decir, teniendo en cuenta la reducción del área efectiva debido a la presencia del agujero [17].

𝜎𝑛 =𝐹

(𝑊 − 𝐷)×𝑡 (6)

En las ecuaciones (4), (5) y (6), W y t denotan el ancho y el espesor del espécimen, respectivamente; mientras que D y F hacen referencia al diámetro del agujero y a la carga máxima en la dirección normal al ancho del espécimen. Los resultados de los ensayos de tracción llevados a cabo en esta primera fase vienen resumidos en la tabla 8.

Secuencia de apilado Configuración W/D D/W σb,0 [MPa] Cv [%] σn,0 [MPa] Cv [%]

[0]6

K0 ∞ 0 1919,6 5,93 1919,6 5,93

A0 2 0,5 1002,7 0,65 2004,6 1,06

B0 4 0,25 1416,0 1,14 1888,5 0,60

C0 6 0,125 1657,7 2,23 1894,5 2,27

D0 10 0,1 1585,1 3,38 1794,3 0,71

[0/90]2s

K0.90 ∞ 0 1030,8 3,20 1030,8 3,20

A0.90 2 0,5 354,0 6,45 703,6 6,63

B0.90 4 0,25 454,7 10,53 607,2 10,80

C0.90 6 0,125 481,3 2,05 549,8 2,06

D0.90 10 0,1 484,4 6,21 549,2 8,85

Tabla 8. Resultado de la primera serie de ensayos de tracción.

S

Resultados y Discusión

42

En la figura 41 se pueden ver representados los valores de las resistencias a tracción, calculadas mediante las dos formulaciones descritas, de todas las configuraciones con y sin agujero.

a)

b)

Figura 41. Comparación de la resistencia a tracción de las diferentes configuraciones (ancho/diámetro). a) Valores correspondientes al cálculo por sección bruta (ecuación 5). b) Valores correspondientes al cálculo por

sección neta (ecuación 6).

Comparando los resultados de ambos laminados, se puede apreciar el efecto de la secuencia de apilado, pues el laminado unidireccional presenta en todos los casos una mayor resistencia que el laminado cruzado, debido al mayor número de láminas orientadas en la dirección de aplicación de la carga.

Debido a la presencia del concentrador, se puede observar claramente cómo, en el caso de la resistencia calculada en base a la sección bruta (figura 41a), ésta aumenta con el ancho del espécimen (equivalente a una reducción del tamaño del agujero) para ambas secuencias de apilado. El efecto del concentrador también es evidente para el laminado cruzado en el caso de la resistencia a tracción por sección neta (figura 41b), donde el espécimen sin concentrador muestra una resistencia mucho mayor que los agujereados.

El efecto del concentrador en la resistencia a tracción se puede observar con mayor claridad en las gráficas (σb0,n0/σ0) vs (D/W). Las figuras 42 y 43 muestran los resultados para ambos laminados junto con los límites ideales correspondientes a los comportamientos insensible (NI) y sensible al concentrador (NS), cada uno de los cuales caracterizado por un modo de fallo diferente.


a)

b)

Figura 42. Distribución de valores de resistencia a tracción entre los limites insensible y sensible a concentrador para laminado unidireccional calculando en base a: a) sección bruta y b) sección neta.


44

a)

b)

Figura 43. Distribución de valores de resistencia a tracción entre los limites insensible y sensible a concentrador para laminado cruzado calculando en base a: a) sección bruta y b) sección neta.


El límite NI viene caracterizado por el fallo por sección neta del espécimen (figura 44). Este criterio asume que el fallo ocurrirá de manera generalizada cuando la sección neta transversal del espécimen alcance en su totalidad un nivel de tensión igual a la resistencia a tracción correspondiente al laminado sin concentrador (σ0).

Figura 44. Esquema ilustrativo del fallo por sección neta que da lugar al límite correspondiente a un comportamiento insensible al concentrador, NI.

𝜎𝑛 =𝜎𝑏

(1 − 𝛼)= 𝜎0 (7)

En la ecuación (7), σn representa la tensión neta mientras que σb representa la tensión bruta en una sección sin agujero siendo α=D/W.

De esta forma, la ecuación que describe el comportamiento insensible al concentrador será una línea recta horizontal en caso de emplear la tensión neta (σn) o de pendiente -1 si se usa la tensión bruta (σb), como muestra la ecuación (8):

𝜎𝑏

𝜎0= 1 − 𝛼 (8)

Por otra parte, el límite NS se corresponde con un fallo debido al efecto concentrador de tensiones obedeciendo el criterio de máxima tensión aplicado en el extremo del agujero (figura 45). Según este criterio, el fallo ocurrirá cuando la máxima tensión en el borde del agujero (incrementada por el efecto del concentrador) alcance el valor de la resistencia a tracción del laminado sin concentrador (σ0).

Figura 45. Esquema ilustrativo del fallo por concentrador obedeciendo el criterio de máxima tensión que da lugar al límite correspondiente a un comportamiento sensible al concentrador, NS.


46

𝜎𝑛,0 = 𝐾𝑡𝑛𝜎𝑛 = 𝜎0 (9)

En la ecuación (9) Ktn hace referencia al factor concentrador de tensiones en la sección neta para un material ortótropo [26].

Reescribiendo para obtener una ecuación en función de la tensión bruta (σb), la ecuación correspondiente a este límite será:

𝜎𝑏

𝜎0=

1

𝐾𝑡𝑏 (10)

Donde Ktb es:

𝐾𝑡𝑏 =

𝐾𝑡𝑛

1 − 𝛼 (11)

Mirando la figura 42, se puede ver que los resultados del laminado unidireccional coinciden con la línea correspondiente al límite NI, lo cual significa que no existe efecto del concentrador. La reducción en el valor de la tensión bruta se debe a la menor área disponible para soportar la carga y la rotura se produce por sección neta. En cambio, para el laminado cruzado (figura 43) sí existe dicho efecto pues los puntos se sitúan entre ambos limites, más próximos a la línea de NS. Estos resultados evidencian que el laminado cruzado es más sensible al efecto del concentrador que el unidireccional.

Una vez comprobado que el laminado unidireccional es insensible al efecto del concentrador y, teniendo en cuenta que la capacidad portante del material depende de cantidad de láminas orientadas en la dirección de aplicación de la carga, es decir, las láminas a 0, la tabla 9 compara la fuerza que aguanta el laminado cruzado con la de un hipotético laminado equivalente unidireccional formado únicamente por las 4 láminas a 0. La carga de rotura de este laminado se calcula haciendo uso de la ecuación (12):

𝐹[0]4 = 𝐹𝑚𝑒𝑑𝑖𝑎,[0]6 ∗ 4/6 (12)

Configuración Fmedia,[0]6 [N] Fmedia,[0/90]2s [N] F[0]4 [N] [%]*

K 34406 24184 22938 105

A 14445 6751 9630 70

B 40760 16883 27173 62

C 95481 36419 63654 57

D 114099 45590 76066 60

Tabla 9. Comparación de la carga de rotura del laminado cruzado con la de un hipotético laminado unidireccional [0]4. *Porcentaje de Fmedia,[0/90]2s respecto a F[0]4.

Como era de esperar, exceptuado la configuración sin agujero, la carga de rotura correspondiente al laminado cruzado siempre resulta menor que la del equivalente unidireccional, evidenciando de nuevo el efecto concentrador de tensiones del agujero.


5.2 Ensayos de fatiga

Las tablas 10 y 11 muestran los resultados de los ensayos de fatiga realizados en los especímenes con secuencias de apilado unidireccional y cruzada respectivamente.

Secuencia de apilado Espécimen Severidad [%] Ciclos f [Hz]**

[0]6

A0_04 50 1000000 10-20

A0_05 70 627752* 15-20

A0_06 80 296354* 15

A0_07 90 80 15

A0_08 60 1000000 15-20

B0_03 70 1000000 8-15

B0_04 80 326384* 5-8

Tabla 10. Resultados de los ensayos de fatiga en especímenes con secuencia de apilado unidireccional. * El asterisco junto a un número de ciclos significa que el ensayo se paró transcurridos un número de ciclos inferior

al programado sin que se produjera el fallo. **Cuando aparece más de un valor de frecuencia quiere decir que el ensayo se ha realizado en varios intentos.


48

Secuencia de apilado Espécimen Severidad [%] Ciclos f [Hz]**

[0/90]2s

A0.90_04 60 1000000 20

95 1000000 10

A0.90_05 70 583846* 20

95 6 20

A0.90_08 90 1000000 20

A0.90_09 95 278 20

A0.90_10 93 1000000 20

B0.90_03 95 1 -

B0.90_04 95 1000000 5

B0.90_05 80 1000000 15

B0.90_06 95 2 5

B0.90_07 90 1000000 5

B0.90_08 95 100000 5

B0.90_09 95 500000 5

B0.90_10 95 1000000 5

B0.90_11 95 2000000 5

C0.90_03 95 1000000 5

C0.90_04 98 4 5

C0.90_06 96 6 5

C0.90_07 95 1000000 4

C0.90_08 90 1000000 5

C0.90_09 95 100000 5

C0.90_10 95 500000 5

C0.90_11 95 2000000 5

D0.90_03 60 1000000 10

D0.90_04 70 1000000 8-5

D0.90_05 80 1000000 3

D0.90_07 90 1000000 3

D0.90_08 95 1000000 3

D0.90_09 98 1

D0.90_10 95 653097*

D0.90_11 95 1 5

D0.90_12 95 1 5

D0.90_14 95 1 5

D0.90_15 95 500000 4

Tabla 11. Resultados de los ensayos de fatiga en especímenes con secuencia de apilado cruzado. * El asterisco junto a un número de ciclos significa que el ensayo se paró transcurridos un número de ciclos inferior al

programado sin que se produjera el fallo. **Cuando aparece más de un valor de frecuencia quiere decir que el ensayo se ha realizado en varios intentos.


En el caso de la secuencia de apilado unidireccional, únicamente se ensayaron especímenes de los tipos A (W/D=2) y B (W/D=4), mientras que para la secuencia de apilado cruzado se ensayaron especímenes de todas las configuraciones disponibles.

Como se puede apreciar, en la mayoría de los ensayos realizados a niveles de carga inferiores al 95%, los especímenes superaron el límite de 106 ciclos establecido como criterio de fallo inicial, haciendo imposible el desarrollo de las curvas SN para algunas de las configuraciones. Por otro lado, cuando se realizaban los ensayos tan cerca del límite a tracción del material podía ocurrir:

a) la rotura del espécimen en el primer ciclo del ensayo, o

b) que el espécimen alcanzara el número de ciclos programado sin romper.

En ninguno de los casos se produjo una rotura a un número de ciclos intermedio.

Una posible explicación de este comportamiento puede hallarse en el cálculo del límite a tracción, en base al cual se calcularon las cargas aplicadas durante los ensayos de fatiga. Al ser éste el valor promedio de dos resultados, la disparidad entre ambos puede resultar en cargas de fatiga superiores a uno de los valores obtenidos como límite de tracción.

5.2.1 Laminado unidireccional

En la figura 46 se pueden observar las curvas SN correspondientes a laminados unidireccionales del mismo material desarrolladas ensayando especímenes sin concentrador a 10 y 15 Hz de frecuencia, junto con la curva correspondiente a la configuración de tipo A (W/D=2).

Figura 46. Curvas SN para laminado unidireccional en los casos: 1) especímenes sin concentrador ensayados a f=10 Hz; 2) especímenes sin concentrador ensayados a f=15 Hz; 3) especímenes con concentrador del tipo A

(W/D=2). Los puntos sin relleno hacen referencia a run-outs.

Como se puede ver en la figura, la curva correspondiente a la configuración con concentrador es muy similar a las curvas de especímenes sin concentrador, lo que sugiere un nulo efecto del mismo en el comportamiento a fatiga. Este comportamiento puede ser el resultado de la aparición, durante los primeros ciclos de fatiga, de grietas longitudinales y tangentes a ambos lados del agujero, que provocan la división de los especímenes en tres partes (figura 47). Debido a esta división, lo que en un principio se diseñó como el


50

ensayo de un espécimen con agujero pasa a ser el ensayo de dos especímenes más estrechos sin agujero, explicando así la similitud de curvas anteriormente mencionada.

a)

b)

Figura 47. Desarrollo de grietas longitudinales y tangentes al agujero en la matriz que provoca la separación del espécimen en 3 partes diferentes. a) boceto. b) real.

La evolución de la rigidez, E, es uno de los parámetros que se suelen emplear en los estudios de fatiga para controlar la propagación del daño durante el ensayo. Con el transcurso de los ciclos, la aparición de defectos dentro del material provoca un cambio en el área que soporta la carga, traduciéndose en una pérdida aparente de rigidez en el material.

La rigidez se calcula mediante la ecuación 10:

𝐸 =

𝐹

𝐴 ∗ 𝑒=

𝐹 ∗ 𝐿

𝐴 ∗ ∆𝐿 (10)

Donde F es la carga en el momento de máxima amplitud; A, la sección bruta del espécimen y e, la deformación que, al no disponer de un extensómetro, es calculada a partir del desplazamiento de las mordazas de la máquina.

La figura 48 muestra la evolución del módulo de rigidez con el número de ciclos en especímenes del tipo A ensayados a diferentes niveles de carga. E y E0 hacen referencia a las rigideces residual e inicial (obtenida a partir de los ensayos de caracterización) respectivamente. En la figura se ve cómo, tras un periodo de decrecimiento común hasta los 100 ciclos, la reducción de la rigidez se acentúa con el aumento de la carga del ensayo, siendo mayor el salto en el paso del 60 al 70%. Teniendo en cuenta que las grietas longitudinales


se forman al principio del ensayo, las dos etapas parecen coincidir con la formación de estas grietas durante los primeros 100 ciclos y el posterior deterioro de los especímenes sin concentrador, mayor cuanto mayor es la carga aplicada en el ensayo.

Figura 48. Degradación de la rigidez con el transcurso de los ciclos en especímenes tipo A (W/D=2) de laminado unidireccional ensayados a diferentes niveles de carga.

Comparando diferentes configuraciones, en la figura 49 se puede ver que, en los dos casos analizados, la configuración de tipo A resulta más dañada que la B. Esto puede significar que los defectos se concentran en las inmediaciones del agujero y dada la menor dimensión del tipo A, se ve más afectado que el tipo B.

a)


52

b)

Figura 49. Degradación de la rigidez con el transcurso de los ciclos en especímenes tipo A (W/D=2) y tipo B (W/D=4) de laminado unidireccional ensayados a: a) 70% de su resistencia a tracción y b) 80% de su

resistencia a tracción.

5.2.2 Laminado cruzado

Tras los resultados obtenidos con los especímenes de laminado unidireccional, la estrategia seguida para la realización de los ensayos en los especímenes con laminado cruzado cambió a:

1. Ensayar a diferentes niveles de carga con objeto de desarrollar la curva SN para los especímenes tipo D (W/D=10).

2. Ensayar a un nivel de carga en torno al 90-95% durante un determinado número de ciclos (105, 5x105, 106 o 2x106) los especímenes de todas las configuraciones para estudiar los posibles efectos en la resistencia residual. El hecho de ensayar a un 95% de severidad se debe a la ausencia de fallo por fatiga al ensayar a niveles de carga inferiores a dicho porcentaje.

La figura 50 muestra los resultados de los ensayos de fatiga realizados en los especímenes tipo D. Como se puede apreciar, a pesar de realizar ensayos a niveles de carga del 60%, 70%, 80%, 90% y 95%, ninguno de los ensayos dio como resultado puntos intermedios, haciendo inútil el desarrollo de una curva SN.


Figura 50. Resultados de los ensayos de fatiga realizados en los especímenes tipo D (W/D=10) de laminado cruzado. Los puntos sin relleno hacen referencia a run-outs.

Al igual que sucedió en el caso del laminado unidireccional, estos especímenes desarrollaron durante los primeros ciclos del ensayo unas grietas longitudinales tangentes a ambos lados del agujero (figura 51) que actúan como un mecanismo de alivio del efecto del concentrador. Sin embargo, a diferencia del caso unidireccional, en el que las grietas atravesaban por completo el espesor del espécimen, en este caso sólo afectaron a la mitad de las láminas (las de 0 ) creciendo con el número de ciclos y/o el nivel de carga aplicado.

Figura 51. Grietas longitudinales tangentes a ambos lados del agujero en el espécimen D0.90_05.

La evolución de la longitud de estas grietas en algunos especímenes se puede ver en la tabla 12 y la figura 52.

Espécimen Severidad [%] Ciclos Longitud a [mm] Longitud b [mm] Longitud media [mm]

D0.90_04 70 1000000 2,5 2,5 2,5

D0.90_05 80 1000000 38,5 32,9 35,7

D0.90_07 90 1000000 51,9 50 50,95

D0.90_10 95 653097 61,2 67,3 64,25

Tabla 12. Longitud de las grietas longitudinales en varios especímenes tipo D (W/D=10).


54

Figura 52. Longitud media de las grietas longitudinales en varios especímenes tipo D (W/D=10) ensayados a diferentes niveles de carga.

La figura 53 muestra la evolución del módulo de rigidez con el número de ciclos de especímenes del tipo D ensayados a diferentes niveles de carga. A diferencia del caso unidireccional, en este caso la reducción de la rigidez de los especímenes parece no depender del nivel de carga aplicado pues exceptuando dos de los ensayos (D0.90_15 y D0.90_07), el resto presenta una evolución casi coincidente.

Figura 53. Degradación de la rigidez con el transcurso de los ciclos en especímenes tipo D (W/D=10) de laminado cruzado ensayados a diferentes niveles de carga.

Por último, aunque el valor de la rigidez relativa parece disminuir con el tamaño del espécimen (tipo A> tipo B > tipo D>tipo C), la reducción de rigidez sigue la tendencia contraria, siendo menor cuanto mayor es el tamaño espécimen al igual que ocurría en el caso del laminado unidireccional (figura 54).

a b


Figura 54. Degradación de la rigidez con el transcurso de los ciclos en especímenes tipo A (W/D=2), tipo B (W/D=4) y tipo C (W/D=8) de laminado cruzado ensayados en torna al 95% de su resistencia a tracción.

5.3 Ensayos de resistencia residual

Como se expuso en el apartado anterior, varios especímenes de laminado cruzado de varias de las configuraciones disponibles fueron ensayados a tracción después de haber sido sometidos a fatiga para estudiar el efecto que puede tener en la resistencia residual de los especímenes:

1. La aplicación de un nivel de carga determinado durante 106 de ciclos.

2. La aplicación de un número de ciclos determinado (105, 5x105, 106, 2x106) bajo cargas del 95% de la resistencia de tracción media del espécimen virgen.

Los resultados se resumen en las tablas 13-15 y figuras 55-57.

Espécimen Fmax [%] Ciclos Tensión neta residual

σn [MPa]

Tensión neta residual frente a

ensayo estático, σn/σn,0 [%]

B0.90_01 100 1 560 92,4

B0.90_02 100 1 652 107,6

B0.90_04 95 1000000 792 130,8

B0.90_08 95 100000 702 115,8

B0.90_09 95 500000 751 124,0

B0.90_10 95 1000000 731 120,7

B0.90_11 95 2000000 717 118,4

Tabla 13. Resultados de los ensayos de resistencia residual en especímenes tipo B (W/D=4) de laminado cruzado. Los dos primeros resultados corresponden a los ensayos estáticos de caracterización.


56

Figura 55. Resultados de los ensayos de resistencia residual en especímenes tipo B (W/D=4) de laminado cruzado.


σn [MPa]



C0.90_01 100 1 557 101,5

C0.90_02 100 1 540 98,5

C0.90_03 95 1000000 744 135,6

C0.90_07 95 1000000 747 136,0

C0.90_08 90 1000000 643 117,1

C0.90_09 95 100000 684 124,7

C0.90_10 95 500000 681 124,1

C0.90_11 95 2000000 683 124,4

Tabla 14. Resultados de los ensayos de resistencia residual en especímenes tipo C (W/D=8) de laminado cruzado. Los dos primeros resultados corresponden a los ensayos estáticos de caracterización.

Figura 56. Resultados de los ensayos de resistencia residual en especímenes tipo C (W/D=8) de laminado cruzado.



σn [MPa]



D0.90_01 100 1 514 95,54

D0.90_02 100 1 562 104,46

D0.90_04 70 1000000 612 113,69

D0.90_05 80 1000000 720 133,78

D0.90_07 90 1000000 688 127,89

D0.90_08 95 1000000 695 129,19

D0.90_15 95 500000 672 124,91

Tabla 15. Resultados de los ensayos de resistencia residual en especímenes tipo D (W/D=10) de laminado cruzado. Los dos primeros resultados corresponden a los ensayos estáticos de caracterización.

Figura 57. Resultados de los ensayos de resistencia residual en especímenes tipo D (W/D=10) de laminado cruzado.

Como se puede ver, en todos los casos se obtiene una resistencia residual superior a la resistencia de los especímenes vírgenes (en rojo en las tablas), llegando a aumentar hasta en un 30%. Estos resultados están en consonancia con estudios previos realizados por otros autores, como los citados en el capítulo 2.

Para el estudio de la influencia del nivel de carga se emplearon los especímenes de la configuración tipo D (W/D=10). En este caso se observa un aumento de la resistencia residual muy similar en los especímenes sometidos a cargas mayores del 80% durante 106 ciclos, obteniendo el máximo al ensayar a niveles de carga del 80% (figura 58). Teniendo en cuenta la longitud de las grietas longitudinales presentes en cada espécimen, este resultado parece estar en desacuerdo con la teoría de que, a mayor longitud de grietas, mayor aumento de resistencia debido a una mayor reducción del efecto del concentrador. Una posible explicación puede radicar en la formación de defectos adicionales, además de estas grietas, que debilitan al material y no aparecen hasta un nivel de carga superior al 80%.


58

Figura 58. Resistencia residual de los especímenes tipo D (W/D=10) ensayados a diferentes niveles de carga.

Por otro lado, para ver la influencia del número de ciclos se ensayaron especímenes de las configuraciones tipo B (W/D = 4, figura 59) y tipo C (W/D=8, figura 60). Para ambas configuraciones, el mayor incremento de resistencia suele coincidir con los especímenes ensayados durante 106 ciclos, reduciéndose la resistencia residual transcurridos 2x106 ciclos. Este hecho sugiere la existencia de un punto de inflexión transcurridos 106 ciclos a partir del cual cambia la tendencia creciente y disminuye la resistencia residual. Sin embargo, no existe una tendencia clara que explique el comportamiento de ambas configuraciones.

Figura 59. Resistencia residual de los especímenes tipo B (W/D=4) ensayados a diferentes niveles de carga.


Figura 60. Resistencia residual de los especímenes tipo C (W/D=8) ensayados a diferentes niveles de carga.

Introduciendo los datos anteriores en la gráfica mostrada anteriormente en la figura 43b se puede ver cómo los valores de las resistencias residuales se aproximan más al límite NI que los correspondientes al caso estático, evidenciando la disminución del efecto del concentrador en los especímenes tras la fatiga (figura 61).

Figura 61. Comparación de los resultados de resistencia residual con los límites NI y NS.

Este efecto también se puede comprobar en la tabla 16, donde se observa que el valor de la resistencia residual de los especímenes afectados por la fatiga está más próximo al valor de la misma para un hipotético laminado unidireccional con el mismo número de láminas a 0 que el de los especímenes vírgenes.


60

Espécimen Fult [N] F[0]4 [N] [%]*

B0.90_01 15774

27173

58,05

B0.90_02 17991 66,21

B0.90_04 21943 80,75

B0.90_08 20053 73,80

B0.90_09 20744 76,34

B0.90_10 20959 77,13

B0.90_11 20378 74,99

C0.90_01 36944

63653

58,04

C0.90_02 35894 56,39

C0.90_03 48830 76,71

C0.90_07 49264 77,39

C0.90_08 42218 66,32

C0.90_09 45365 71,27

C0.90_10 45338 71,23

C0.90_11 45038 70,75

D0.90_01 43230

76066

56,83

D0.90_02 47950 63,04

D0.90_04 51286 67,42

D0.90_05 61075 80,29

D0.90_07 58300 76,64

D0.90_08 58430 76,81

D0.90_15 56810 74,69

Tabla 16. Comparación de la carga de rotura de los especímenes de laminado cruzado y la de un hipotético laminado unidireccional [0]4. Los dos primeros resultados de cada grupo corresponden a los ensayos de

caracterización. *Porcentaje de Fult respecto a F[0]4.

Estos resultados sugieren un deterioro en las láminas de 90 que hace que el comportamiento de los especímenes se aproxime más al del laminado unidireccional, que, como se vio en la figura 42, es insensible al concentrador.

5.4 Métodos de evaluación del daño

Algunos de los especímenes tipo D de laminado cruzado fueron inspeccionados mediante diferentes técnicas de inspección no destructivas para analizar la presencia de defectos.

5.4.1 Inspección no destructiva

En la figura 62 se puede ver un C-scan de varios especímenes de laminado cruzado tipo D (W/D=10) ensayados a diferentes niveles de carga, obtenido mediante la apliacion de la técnica de placa reflectante.


Figura 62. C-scan resultado de la inspección por placa reflectante (ganancia=14,7 dB) de especímenes tipo D (W/D=10) de laminado cruzado ensayados a diferentes niveles de carga.

En la imagen se pueden ver 6 especímenes que, en el momento de la inspección se encontraban en las siguientes condiciones:

1. D0.90_15: Sin ensayar. Utilizado como referencia para comparar con los demás especímenes y

comprobar la ausencia de defectos tras el taladrado del agujero.

2. D0.90_14: Sin ensayar. Utilizado como referencia para comparar con los demás especímenes y

comprobar la ausencia de defectos tras el taladrado del agujero.

3. D0.90_04: Ensayado a fatiga durante 106 ciclos a un nivel de carga correspondiente al 70% de su

limite de tracción.







Entendiendo una mayor atenuacion de la señal recibida como indicativo de la presencia de defectos, se aprecia claramente cómo aquellos especímenes sometidos a mayor carga están mas dañados, no sólo por la mayor longitud de las grietas longitudinales tangentes al agujero, sino en el area total del espécimen. Así, estos resultados parecen estar en consonancia con lo expuesto anteiormente para explicar la razón por la cual el espécimen ensayado a un nivel de carga del 80% tiene una resistencia residual mayor que especímenes ensayados al 95% de su carga de tracción.

Para más detalle ver el informe de inspección en el anexo 3.

D0.90_15 D0.90_14 D0.90_04 D0.90_05 D0.90_07 D0.90_10

6 CONCLUSIONES Y TRABAJOS FUTUROS

Este Trabajo Fin de Máster se realiza con la intención de aclarar los resultados reportados en la literatura acerca del efecto de un agujero en el comportamiento a fatiga de materiales compuestos de laminado cruzado y, al mismo tiempo, estudiar el efecto del mismo en laminados unidireccionales.

6.1 Conclusiones

Especímenes de carbono-epoxi con secuencias de apilado unidireccional y cruzada y cuatro relaciones (ancho/diámetro de agujero) con un agujero central de diámetro 6 mm fueron ensayados a tracción y a fatiga para analizar el efecto del agujero.

Los resultados de los ensayos de tracción en especímenes vírgenes muestran la ausencia de efecto del concentrador en el laminado unidireccional, produciéndose en todos los casos una rotura por sección neta. Por el contrario, los especímenes de laminado cruzado muestran un comportamiento diferente afectado por el efecto concentrador de tensiones alrededor del agujero.

En los ensayos de fatiga, se produce la formación de largas grietas longitudinales y tangentes al agujero en la matriz de las láminas alineadas con la dirección de aplicación de la carga durante los primeros ciclos del ensayo. La aparición de estas grietas provoca una reducción del efecto del concentrador que afecta tanto al comportamiento a fatiga del material como a la resistencia residual.

Para el caso de laminado unidireccional, las grietas anteriormente citadas atraviesan por completo el espesor del espécimen “eliminando” el concentrador y convirtiendo el espécimen con agujero en dos más estrechos sin agujero. Así, los resultados obtenidos son análogos a los resultados de especímenes sin agujero.

En el laminado cruzado, la formación de las grietas longitudinales sólo afecta a la mitad de las láminas del laminado, lo que evita la división del espécimen como ocurría en el caso de laminado unidireccional. Sin embargo, su presencia es suficiente para reducir el efecto del concentrador e impedir una rotura por fatiga aplicando cargas inferiores al 95% del límite de tracción del espécimen virgen, haciendo imposible el desarrollo de curvas SN.

La ausencia de fallo por fatiga se debe a un incremento de la resistencia residual de los especímenes cuyo comportamiento se aproxima al propio del laminado unidireccional, insensible al concentrador.

Este aumento de resistencia depende tanto de la carga aplicada como del número de ciclos transcurridos y, por tanto, de la presencia de defectos. A pesar de no mostrar una tendencia clara y presentar valores muy próximos entre sí, los mayores incrementos suelen corresponder con aquellos especímenes sometidos a cargas del 80-95% durante 106 ciclos.

6.2 Trabajos futuros

Como sugerencias de trabajos futuros para continuar con este proyecto se propone:

- La realización de los ensayos en los especímenes de laminado unidireccional que aún no se han ensayado para corroborar los resultados obtenidos.

- La realización de más ensayos de resistencia residual en especímenes de laminado cruzado de todas las configuraciones para tener un conjunto de datos más amplio a partir del cual obtener unas conclusiones más significativas.

- La comprobación mediante técnicas no destructivas (como X ray CT [10]) la presencia de defectos en

Conclusiones y Trabajos Futuros

64

cada lámina de los especímenes después de haber sido sometidos a fatiga para caracterizar la naturaleza de los mismos y hallar una relación entre la cantidad/tipo de defectos y el aumento de resistencia residual.

- Derivar un modelo predictivo que relacione el estado de daño de un espécimen con el consecuente cambio de su resistencia residual.

- Análisis del estado tensional en cada lámina del laminado cruzado.

- Extensión de la campaña experimental a laminados cruzados con diferentes secuencias de apilado para poder comparar con estudios existentes.

REFERENCIAS

[1] F. C. Campbell, Structural Composite Materials, ASM International, 2010.

[2] U.S. Department of Energy, «Quadrennial Technology Review 2015. Technology Assessments, chapter 6: Composite Materials,» 2015.

[3] S. Mall, D. W. Katwyk, R. L. Bolick, A. D. Kelkar y D. C. Davis, «Tension–compression fatigue behavior of a H-VARTM manufactured unnotched and notched carbon/epoxy composite,» Composite Structures, vol. 90, p. 201–207, 2009.

[4] C. Soutis, «Fibre reinforced composites in aircraft construction,» Progress in Aerospace Sciences, vol. 41, p. 143–151, 2005.

[5] R. Talreja, «Damage Mechanics and Fatigue Life Assessment of Composite Materials,» International Journal of Damage Mechanics, vol. 8, pp. 339-354, 1999.

[6] B. Harris, Engineering Composite Materials, Londres: The Institute of Materials, 1999.

[7] R. Talreja, «Fatigue of composite materials: damage mechanisms and fatigue-life diagrams,» Proceedings of the Royal Society of London A, vol. 378, pp. 461-475, 1981.

[8] W. S. Carswell, «Fatigue damage in notched composites,» de Fatigue of frp, London, 1977.

[9] M. Kawai y T. Shiratsuchi, «Vanishing notch sensitivity approach to fatigue life prediction of notched cross-ply CFRP laminates at room temperature,» Journal of Composite Materials, vol. 46, nº 23, p. 2935–2950, 2012.

[10] O. J. Nixon-Pearson y S. R. Hallett, «An investigation into the damage development and residual strengths of open-hole specimens in fatigue,» Composites: Part A, vol. 69, p. 266–278, 2015.

[11] F. Aymerich y M. S. Found, «Response of notched carbon/PEEK and carbon/epoxy laminates subjected to tension fatigue loading,» Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures, vol. 23, p. 675–683, 2000.

[12] C. M. Wang y C. S. Shin, «Residual properties of notched [0/90]4s AS4/PEEK composite laminates after fatigue and re-consolidation,» Composites: Part B, vol. 33, pp. 67-76, 2002.

[13] J. D. Whitcomb, «Experimental and analytical study of fatigue damage in notched graphite/epoxy laminates,» National Aeronautics and Space Administration, Hampton, Virginia, 1979.

[14] B. Aidi, M. K. Philen y S. W. Case, «Progressive damage assessment of centrally notched composite specimens in fatigue,» Composites: Part A, vol. 74, pp. 47-59, 2015.

[15] S. M. Spearing y P. W. R. Beaumont, «Fatigue damage mechanics of composite materials. I: Experimental measurement of damage and post-fatigue properties,» Composites Science and Technology, vol. 44, pp. 159-168, 1992.

Referencias

66

[16] O. J. Nixon-Pearson, S. R. Hallett, P. J. Withers y J. Rouse, «Damage development in open-hole composite specimens in fatigue. Part 1: Experimental investigation,» Composite Structures, vol. 106, p. 882–889, 2013.

[17] Y. S. Lee, G. Ben y S. H. Lee, «Effect of the Hole on the Tensile Fatigue Properties of CFRP Laminates,» Advanced Composite Materials, vol. 18, pp. 43-59, 2009.

[18] G. Maier, H. Ott, A. Protzner y B. Protz, «Notch sensitivity of multidirectional carbon fibre-reinforced polyimides in fatigue loading as a function of stress ratio,» Composites, vol. 18, nº 5, pp. 375-380, 1987.

[19] Airbus, IPS 05-01-001-03, Blagnac: Airbus Industrie , 2000.

[20] S. M. Lee, International encyclopedia of composites, New York: VCH, 1991.

[21] ASTM, D7615/D7615M. Standard Practice for Open-Hole Fatigue Response of Polymer Matrix Composite Laminates, 2011.

[22] ASTM, D3039 / D3039M - 14. Standard Test Method for Tensile Properties of Polymer Matrix Composite Materials, 2014.

[23] A. de la Cruz y L. M. García, Adhesive Z-15429 Documentation, Getafe: CASA, 1999.

[24] Airbus, Preparation of Holes in Plastic and Mixed (Plastic/Metal) Assemblies for Fastening - AIPS01-02-005, Blagnac: Airbus Industrie, 2016.

[25] J. Justo, J. C. Marín, F. París y J. Cañas, «Study of the effect of frequency on composite laminates under uniaxial fatigue loads,» de X Congreso Nacional de Materiales Compuestos, Algeciras, 2013.

[26] F. Folgado, Factor de escala y geometría en la resistencia a tracción de laminados con agujero de materiales compuestos, Sevilla: Escuela Técnica Superior de Ingeniería de Sevilla, 2014.

ANEXO 1. DIMENSIONES DE LOS

ESPECÍMENES

Espécimen W [mm] t [mm] D [mm] Excentricidad [mm] Observaciones

A0_01 11,38 - - - muerte al hacer agujero

A0_02 12,04 1,20 5,98 0,04

A0_03 11,97 1,20 6,03 0,10

A0_04 12,11 1,22 5,98 0,11

A0_05 12,03 1,20 5,93 0,05

A0_06 12,25 1,21 5,99 0,29

A0_07 11,81 1,18 5,95 0,03

A0_08 11,92 1,20 5,96 0,13

A0_09 12,27 1,17 5,93 0,50

A0_10 12,06 1,19 5,96 0,11

A0_11 11,83 1,19 5,96 0,07

A0_12 12,19 1,15 5,97 0,13

A0_13 12,25 1,17 5,95 0,42

A0_14 12,10 1,18 5,96 0,02

A0_15 12,04 1,17 5,96 0,08

A0_16 11,98 1,18 5,95 0,16

A0_17 11,69 1,18 5,96 0,35


A0_19 11,61 1,18 5,94 0,31


A0_21 11,99 1,18 5,94 0,05

A0_22 11,89 1,17 5,94 0,08

A0_23 11,62 1,19 5,95 0,47

A0_24 11,62 1,18 5,96 0,43

B0_01 23,71 1,20 5,95 0,14

B0_02 24,26 1,20 5,95 0,15

B0_03 24,13 1,18 5,91 0,13

B0_04 23,94 1,21 5,95 0,11

B0_05 24,00 1,17 5,94 0,48

B0_06 24,05 1,20 5,95 0,11

B0_07 24,33 1,18 5,93 0,18

B0_08 24,32 1,18 5,94 0,14

B0_09 24,27 1,18 5,93 0,12

B0_10 24,09 1,18 5,91 0,10

B0_11 23,77 1,19 5,90 0,10

B0_12 23,92 1,18 5,91 0,29

Anexo 1. Dimensiones de los Especímenes

68

B0_13 24,03 1,18 5,94 0,10

B0_14 24,24 1,20 5,94 0,00

B0_15 23,56 - - - muerte al hacer agujero

C0_01 47,79 1,20 5,95 0,04

C0_02 48,10 1,20 5,99 0,07

C0_03 48,14 1,17 5,94 0,00

C0_04 48,30 1,20 5,97 0,01

C0_05 48,18 1,18 5,98 0,02

C0_06 48,08 1,21 5,96 0,08

C0_07 47,73 1,20 5,94 0,10

C0_08 48,07 1,19 5,93 0,34

C0_09 48,44 1,18 5,91 0,02

C0_10 47,70 - - - muerte al hacer agujero

C0_11 47,95 1,19 5,98 0,16

C0_12 48,07 1,18 5,93 0,08

C0_13 48,03 1,20 5,96 0,05

C0_14 48,10 1,24 5,94 0,09

C0_15 48,07 1,20 5,97 0,28

D0_01 60,00 1,20 5,96 0,18

D0_02 59,97 1,20 5,99 0,10

D0_03 59,68 1,16 5,93 0,15

D0_04 59,58 1,17 5,96 0,14

D0_05 60,60 1,19 5,91 0,07

D0_06 60,32 1,18 5,96 0,16

D0_07 60,40 1,19 5,92 0,11

D0_08 59,77 1,18 5,96 0,29

D0_09 59,93 1,19 5,93 0,11

D0_10 60,56 1,19 5,95 0,34

D0_11 59,54 1,19 5,95 0,09

D0_12 60,29 1,19 5,97 0,03

D0_13 59,97 1,20 5,94 0,02

D0_14 60,54 1,18 5,93 0,03

D0_15 59,88 1,19 5,95 0,20

K0_01 15,32 1,21

K0_02 14,20 1,18

K0_03 15,37 1,21


Espécimen W [mm] t [mm] D [mm] Excentricidad [mm] Observaciones

A0.90_01 12,06 1,57 6,00 0,12

A0.90_02 12,09 1,59 5,96 0,03

A0.90_03 11,80 - - - muerte al hacer agujero

A0.90_04 11,89 1,57 5,98 0,04

A0.90_05 12,19 1,57 6,00 0,07

A0.90_06 11,94 1,57 6,01 0,05

A0.90_07 12,17 1,54 5,95 0,02

A0.90_08 12,12 1,55 5,95 0,15

A0.90_09 12,17 1,51 5,98 0,13

A0.90_10 12,07 1,55 5,93 0,14

A0.90_11 12,08 1,55 5,93 0,18

A0.90_12 12,18 1,54 5,93 0,02

A0.90_13 12,07 1,54 5,93 0,08


A0.90_15 12,02 1,53 5,93 0,20


A0.90_17 11,82 1,55 5,94 0,16

A0.90_18 11,86 1,53 5,94 0,08

A0.90_19 11,83 1,53 5,95 0,17

B0.90_01 24,03 1,56 5,96 0,05

B0.90_02 23,76 1,55 5,95 0,09

B0.90_03 24,05 1,58 6,03 0,14

B0.90_04 24,14 1,53 6,04 0,08

B0.90_05 23,95 1,54 5,99 0,02

B0.90_06 24,00 1,58 5,92 0,08

B0.90_07 24,09 1,58 5,97 0,23

B0.90_08 24,12 1,57 6,03 0,27

B0.90_09 23,58 1,57 5,99 0,51

B0.90_10 24,23 1,57 5,97 0,06

B0.90_11 24,10 1,57 6,00 0,16

B0.90_12 24,15 1,59 5,98 0,16

B0.90_13 24,12 1,58 5,98 0,19

B0.90_14 24,19 1,60 6,00 0,22

B0.90_15 23,90 - - - muerte al hacer agujero

C0.90_01 48,19 1,57 5,94 0,07

C0.90_02 48,20 1,57 5,94 0,06

C0.90_03 48,10 1,56 6,04 0,22

C0.90_04 47,78 1,56 5,99 0,27

C0.90_05 47,71 1,56 6,06 0,45 rota la manipular

C0.90_06 47,96 1,58 5,98 0,08

C0.90_07 47,99 1,57 5,96 0,09

C0.90_08 48,07 1,56 5,98 0,03

C0.90_09 48,22 1,57 6,00 0,12

Anexo 1. Dimensiones de los Especímenes

70

C0.90_10 48,09 1,58 5,98 0,07

C0.90_11 48,23 1,56 5,95 0,04

C0.90_12 47,25 1,59 5,98 0,25

C0.90_13 48,08 1,58 5,99 0,20

C0.90_14 47,92 1,61 5,98 0,06

C0.90_15 48,15 1,57 6,02 0,01

D0.90_01 59,83 1,56 5,93 0,20

D0.90_02 60,01 1,58 6,02 0,03

D0.90_03 60,00 1,57 6,01 0,02

D0.90_04 59,38 1,57 5,98 0,30

D0.90_05 59,96 1,57 5,92 0,06

D0.90_06 60,76 - - - muerte al hacer agujero

D0.90_07 59,91 1,57 5,95 0,00

D0.90_08 59,74 1,57 6,09 0,05

D0.90_09 59,62 1,56 6,01 0,21

D0.90_10 59,68 0,00 6,09 0,09

D0.90_11 60,22 1,55 5,97 0,00

D0.90_12 60,28 1,58 5,96 0,26

D0.90_13 60,02 0,00 6,07 0,05

D0.90_14 60,13 1,57 5,98 0,06

D0.90_15 60,52 1,55 5,99 0,00

K0.90_01 15,32 1,56

K0.90_02 14,89 1,56

K0.90_03 14,91 1,56

𝑒𝑥𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑖𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 = |𝑎 − 𝑏|

ANEXO 2. RESUMEN DE CAMPAÑAS DE ENSAYOS EN LITERATURA

REFER. MATERIAL SECUENCIA APILADO

DIMESNSIONES DEL ESPECIMEN ENSAYOS DE FATIGA

L [mm] Lg

[mm] W

[mm] L/W

t

[mm]

D

[mm] Tacos

f [Hz]

R Condición de

parada Parámetros del ensayo

[3] Carbono-epoxi

(IM7/EPON 862; tejido)

No especificado

(N.S.) 241 N.S. 25,4 9,5 2,4 6,4 Si, pero N.S. 2 -1

Run-out (106 ciclos) o rotura del espécimen

Ensayos a diferentes niveles de carga máxima

[8]

Plástico reforzado tipo

Scotch Ply 1002 (resina

reforzada con fibra de vidrio,

no tejido)

cruzado 150 N.S. 25 6 N.S. Formas diferent

es N.S. 5 0 N.S. N.S.

[9]

Carbono-epoxi (T800H/#2500; cinta prepreg P2053F-20)

[90/0]3s

200 (JIS

K7073 y

K7083)

100 20 10 2

1,0; 3,0

Aleación Al con adhesivo epoxi; forma rectangular; espesor=1

mm

10 0,1 Run-out (106 ciclos)

o rotura del espécimen

Temperatura ambiente; estándar de ensayo JIS

K7083 [903/03]s

1,0; 3,0; 6,0

[03 / 903]s 1,0; 3,0;

6,0

Anexo 2. Resumen de Campañas de Ensayos en Literatura

72

[10]

Carbono-epoxi (IM7/8552;

cinta UD prepreg)

[+45/+45/90/90/-45/-45/0/0]s

- 64 16

N.S.

2 3,175

Si, pero N.S. 5 0,1 Run-out (106 ciclos) o disminución de

rigidez=15%

Temperatura ambiente; ensayos realizados a

varios porcentajes de la resistencia estática; en

caso de superar 106 ciclos, 3 ensayos más se llevan a

cabo para asegurar el resultado

A) 6 especímenes al 80%, 10 al 70%, 11 al 60%, 6 al

50%, 8 al 40%

[+45/90/-45/0]2s

- 64 16 2 3,175 B) 4 al 90%, 6 al 85%, 5 al 80%, 5 al 70%, 2 al 60%, 5

al 65%, 5 al 55%

[+45/90/-45/0]4s

- 64 32 4 6,35 C) 3 at 90%, 3 at 85%, 1 at

75%

[11]

Carbono-epoxi

(GRAFIL 6KXAS/

Fibredux 914)

[+45/-45/0/90]2S

200 N.S. 50 4 2,2 8 N.S. 3 0,1

Ensayos interrumpidos a un número de ciclos determinado para

evaluación de daños o

determinación de resistencia residual

Temperatura ambiente; 30 especímenes tipo 1) y

35 tipo 2) Carbono-PEEK

(AS4/PEEK)

[+45/-45/0/90]2S

[+45/90/-45/0]2S

[0/+45/-45/90]2S


[12] Carbono-PEEK

(AS4/PEEK) [0/90]4S

ASTM D3039

M

ASTM D3039

M

ASTM D3039

M - 2,1 6,3

Tejido fibra de vidrio-epoxi +

adhesivo Cyano-acrylic

10 0,1 Run-out (106 ciclos)


ASTM D3039M; Temperatura ambiente;

ensayos realizados a varios porcentajes de la resistencia estática (65-

90% cada 5%); en caso de superar 106 ciclos, 3

ensayos más se llevan a cabo para asegurar el

resultado

[13] Carbono-epoxi

(T300/5209; cinta)

[0/+45/-45/0]S

N.S. 130 38,1 - 0,96 6,4 N.S. 10 0,05 N.S. Nivel de carga máximo =

80% resistencia a tracción con agujero

[+45/0/-45/0]S

[90/+45/-45/0]S

[+45/90/-45/0]S

[14]

Carbono-epoxi (Hexcel

T650/F584; cinta UD prepreg)

[0/-45/+45/90]S

140 69 25,4 5,5 2,3 6,35 N.S. 10 0,1 Run-out (106 ciclos)


Temperatura ambiente; ensayos realizados a

niveles de carga =65, 70, 75 y 80% de la resistencia

estática nominal

Anexo 2. Resumen de Campañas de Ensayos en Literatura

74

[15] Carbono-epoxi

(914C/T300)

(90i/0j)ns

N.S. 5W o 3W

6-72 N.S. Aprx

1 2-24

Insertos de papel de lija

(t<1) o aleación de

Al (t > 1)

10 0,1 N.S. N.S.

(90/45/-45/0)s

[16]

Carbono-epoxi (IM7/8552;

cinta UD prepreg)

[452/902/-452 /02]s

164 64 16 10,25 2 3,175

Fibra de vidrio con laminado cruzado; L=50 mm

5 0,1 Run-out (106 ciclos) o disminución de

rigidez=15%

Condiciones estándar de laboratorio (21 ±3ºC, 50

±10%HR); ensayos realizados a niveles de carga =40, 50, 60, 70 y 80% de la resistencia

estática nominal

[17]

Carbono-epoxi (TR330E-150S

cinta UD prepreg)

[(0/90)3]s 200 100 25 8 1 3

Plástico reforzado

con fibra de carbono

(50x25x1,5) + film

adhesivo termoset (AF163-2)

5 y 10

0,1

Velocidad de desplazamiento=

50 mm/s o caída de carga= 1000 N/s

Al menos 5 especímenes/condición

de ensayo

[18]

Carbono-Bismaleimida

(Celion 6000/H 795 E)

[0/0/45/-45/0/0/45/-

45/90]s 210 90 15 14 2,1 3 60x15x1,3 N.S.

0,1 y -1

N.S. N.S.

ANEXO 3. INFORME END

MATERIALS & PROCESSES & TESTS ESCMN1. Non Destructive Testing

Inspection Report : xxx/17

Date: 20/06/2017

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ELEMENT IDENTIFICATION

DESIGNATION: TFM CARBON-EPOXY SPECIMENS

PROGRAM: N/A REFERENCE DOCUMENTATION: N/A

TEST REQUIREMENT

REQUIRED BY: N/A

OBJECT: NDT INSPECTION OF TEST SPECIMENS

NON DESTRUCTIVE INSPECTION

METHOD: ULTRASOUNDS TECHNIQUE: AUTOMATIC AND MANUAL PULSE-ECHO AND

AUTOMATIC REFLECTOR PLATE

APPLIED DOCUMENTATION: AITM6-4021, AITM6-4005

EQUIPMENT AND MATERIALS:

• PROBE: ULTRAN 180361 (CGE 632159), KBA D12902 (CGE 670146)

• TEMUS3 (Tecnatom) M2M (S / N: 0104), KRAUTKRAMER USM35/CGE632161

PARAMETERS: FREQUENCY 5 MHz

PREPARED REVISED

Jose Manuel Veas -

1. TEST SPECIMENS

Test specimens are 6 cross-ply carbon fiber reinforced epoxy coupons made of AS4/8552-RC34-AW196 prepreg previously subjected to fatigue testing. Approximate dimensions of the specimens are depicted in figure 1 and their characteristics described in table 1. The purpose of this document is to report the obtained results from the NDT inspection of each specimen.

W = 485 m

m

50

50

200

60

6

27

4.7

1.6

Figure 1. Test specimen sketch with approximate dimensions in mm.


Inspection Report : XXX/17

Date:20/06/2017

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SPECIMEN ID

FATIGUE TEST

CONDITIONS

TOOL SIDE VIEW

BAG SIDE VIEW

D0.90_04

106 cycles

0.7σt

D0.90_05

106 cycles

0.8σt



Date:20/06/2017

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D0.90_07

106 cycles

0.9σt

D0.90_10

653,097 cycles

0.95σt



Date:20/06/2017

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D0.90_14 NO TESTED

D0.90_15 NO TESTED

Table 1. Test specimens’ description.



Date:20/06/2017

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2. NON-DESTRUCTIVE INSPECTIONS

All the test specimens have been inspected by three different techniques:

1) Automatic ultrasonic pulse-echo inspection according to AITM6-4005. 2) Automatic reflector plate ultrasonic inspection according to AITM6-4021. 3) Manual ultrasonic pulse-echo inspection according to AITM6-4005.

2.1. AUTOMATIC ULTRASONIC INSPECTIONS

All the mechanical systems, acquisition data devices and software used for automatic inspections were those related to the TEMUS installation. See figure 2.

Figure 2. TEMUS installation for automatic inspections.

Since there was not any reference standard available for the test, specimen D0.90_15 was used as the reference standard for calibration (figure 3). The gain was set so as to obtain:

1) A back-wall echo amplitude of approximately 80 % F.S.H. for pulse-echo inspection. 2) A reflector plate echo of approximately 80% F.S.H. for reflector plate inspection.

During the inspection, test specimens were supported with cylindrical blocks located on the bag side, so the inspection is performed on the tool side (figure 4). These cylindrical supports were in contact with an acrylic panel immersed in water which acted as the reflector plate (figure 5).



Date:20/06/2017

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Figure 3. Specimen and reference standard location.

Figure 4. Test specimen with cylindrical supports.

BAG SIDE

UT probe Test

Specimen

D0.90_15



Date:20/06/2017

Page 7 of 22

Figure 5. Acrylic panel.

2.2. MANUAL ULTRASONIC INSPECTIONS

After the automatic inspections, manual inspections were carried out using manual inspection equipment.



Date:20/06/2017

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3. INSPECTION RESULTS

The results obtained from the inspections are depicted from figures 8 to 22.

3.1. SPECIMEN D0.90_15

3.1.1. AUTOMATIC PULSE-ECHO INSPECTION

Figure 6. Amplitude pulse-echo C-Scan results of specimen D0.90_15 (Gain=6.8 dB).

Figure 7. Depth pulse-echo C-Scan results of specimen D0.90_15 (Gain=6.8 dB).



Date:20/06/2017

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3.1.2. AUTOMATIC REFLECTOR PLATE INSPECTION

Figure 8. Amplitude reflector plate C-Scan results of specimen D0.90_15 (Gain=16.2 dB).

Although the amplitude of the back-wall echo (for automatic pulse-echo inspection, figure 6) and the reflector plate echo (for automatic reflector plate inspection, figure 8) are not constant, no suspicious areas were detected on the test specimen.

3.1.3. MANUAL PULSE-ECHO INSPECTION

No damages were detected.



Date:20/06/2017

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3.2. SPECIMEN D0.90_14


Figure 9.Amplitude pulse-echo C-Scan results of specimen D0.90_14 (Gain=8.5 dB).




Date:20/06/2017

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Although the amplitude of the back-wall echo (for automatic pulse-echo inspection, figure 9) and the reflector plate echo (for automatic reflector plate inspection, figure 11) are not constant, no suspicious areas were detected on the test specimen.


No damages were detected.



Date:20/06/2017

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3.3. SPECIMEN D0.90_04 (REFERENCE STANDARD = D0.90_15)



Figure 13.Depth pulse-echo C-Scan results of specimen D0.90_04 (Gain=7.7 dB).

D0.90_04

D0.90_15

D0.90_04

D0.90_15



Date:20/06/2017

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As it can be seen in figures 12 and 14, the signal received from the area around the hole is attenuated with respect to the rest of the specimen meaning that this area may be damaged or more affected by the fatigue than the rest of the specimen. It is also possible to distinguish two lines tangent to the hole which can be related to longitudinal splitting. Figure 13 shows two small areas with different depth than the rest that could mean last ply delaminations.

3.3.3. MANUAL PULSE-ECHO INSPECTION Signal attenuation was detected near the hole following tangent lines parallel to the edges.

D0.90_04

D0.90_15

TOOL SIDE

SPECIMEN ID

2.5

2.5

2.5 2.5

Figure 15. Manual inspection findings of specimen D0.90_04. Dimensions in mm.



Date:20/06/2017

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D0.90_05

D0.90_15

D0.90_05

D0.90_15



Date:20/06/2017

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As it can be seen in figures 16 and 18, the signal received from the area around the hole is attenuated with respect to the rest of the specimen meaning that this area may be damaged or more affected by the fatigue than the rest of the specimen. It is also possible to distinguish two lines tangent to the hole which can be related to longitudinal splitting. Figure 17 shows two small areas with different depth than the rest that could mean last ply delaminations.


Signal attenuation was detected near the hole following tangent lines parallel to the edges.

TOOL SIDE

SPECIMEN ID

21.7 16.8 8

16.8 8

16.1 8

21.7

16.8 8

16.8 8

16.1 8

D0.90_05

D0.90_15




Date:20/06/2017

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D0.90_15

D0.90_07

D0.90_15

D0.90_07



Date:20/06/2017

Page 17 of 22



As it can be seen in figures 20 and 22, the signal received from all the area of the specimen D0.90_07 is attenuated compared with the reference meaning that the D0.90_07 specimen may be damaged or affected by the fatigue. It is also possible to distinguish several areas with different depths that could mean last ply delaminations.



D0.90_07

D0.90_15

TOOL SIDE

SPECIMEN ID

29.7

29.7

22.2 8

25.5 8

24.5 8


22.2 8

25.5 8

24.5 8



Date:20/06/2017

Page 18 of 22





D0.90_10

D0.90_15

D0.90_10

D0.90_15



Date:20/06/2017

Page 19 of 22



As it can be seen in figures 24 and 26, the signal received from all the area of the specimen D0.90_10 is attenuated compared with the reference meaning that the D0.90_10 specimen may be damaged or affected by the fatigue. It is also possible to distinguish several areas with different depth that could mean last ply delaminations and two lines tangent to the hole which might mean longitudinal splitting.



TOOL SIDE

SPECIMEN ID

33.1


28.1 8

31.7 8

35.6 8

33.1

28.1 8

31.7 8

35.6 8

D0.90_10

D0.90_15



Date:20/06/2017

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3.7. ALL SPECIMENS (REFERENCE STANDARD = D0.90_15)

Figure 26. Amplitude pulse-echo C-Scan results (Gain=6.6 dB).

D0.90_15 D0.90_14 D0.90_04 D0.90_05 D0.90_07 D0.90_10



Date:20/06/2017

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Figure 27. Depth pulse-echo C-Scan results (Gain=7.7 dB).

D0.90_15 D0.90_14 D0.90_04 D0.90_05 D0.90_07 D0.90_10



Date:20/06/2017

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Figure 28. Amplitude reflector plate C-Scan results (Gain=14.7 dB).

As it can be seen in all the inspections, those specimens subjected to higher loading conditions (D0.90_07 and D0.90_10) appears to be more damaged than the rest

D[0/90]15 D[0/90]14 D[0/90]04 D[0/90]05 D[0/90]07 D[0/90]10

trabajo fin de máster -...

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