Comparación entre las resistencias a los rodamientos de moldes

Jun 19, 2023

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 14756 (2022) Citar este artículo

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Este estudio es una investigación de los efectos de la fracción de peso (% en peso) y la longitud de la materia prima de fibra (FFSL) en la resistencia portante (BS) de las uniones atornilladas en compuestos de polipropileno (PP) reforzado con fibra de vidrio (GFR) fabricados mediante una técnica de moldeo por inyección. . La investigación se realizó para agujeros producidos por moldeo o mecanizado. Para agujeros maquinados, se discutió el efecto de los parámetros de perforación (avance y velocidad) en BS. Se observa que BS disminuyó a medida que FFSL aumentó. El BS de las muestras moldeadas y perforadas se mejoró aumentando el % en peso de fibra de vidrio. Mientras que se observó un BS ligeramente mejor para los especímenes moldeados que para los perforados para todos los especímenes. Se encontró que el efecto de las condiciones de perforación en BS era insignificante para agujeros perforados en PP reforzado con fibras largas, donde el factor más significativo fue el % en peso. Sin embargo, para el PP reforzado con fibras cortas, la velocidad del husillo fue el factor más significativo seguido del avance, mientras que el % en peso tiene el efecto más bajo. El modo de morfología de falla para los especímenes indica que para los especímenes moldeados, los especímenes de PP puros fallaron en el modo de carga pura, mientras que los especímenes de GFR/PP fallaron en el modo de falla mixto (carga y tensión neta). Para los especímenes maquinados, todos los especímenes fallaron bajo la falla de modo mixto, excepto los especímenes con el % en peso más alto que fallaron bajo la tensión neta.

Recientemente, el uso de materiales termoplásticos ha aumentado de manera constante, ya que brindan una colección única de propiedades. Las relaciones de resistencia a peso, la resistencia ambiental, el procesamiento rápido, el rendimiento superior a altas temperaturas y la reciclabilidad son algunas de las ventajas de los termoplásticos que favorecen su uso sobre otros materiales1,2,3. La adición de fibras se usa ampliamente en el refuerzo de compuestos de base polimérica para que sean más confiables en sus aplicaciones. Para utilizar polímeros reforzados con fibra (FRP) como elemento estructural, estos materiales deben cumplir algunos requisitos como rigidez, resistencia, durabilidad, impacto y aplastamiento para ser más útiles en la fabricación y ensamblaje de componentes críticos2. Se han producido varias piezas de automóviles utilizando termoplásticos reforzados con fibra, ya que sus efectos ligeros han sido demostrados por piezas que no soportan carga4 y semicarga. Estas piezas incluyen cajas de baterías5,6,7, cajas de choque8, ruedas livianas9, módulos frontales10, asientos de automóviles11,12, ballestas13 y cofres14. En particular, GFR/PP parece tener un buen potencial de aplicación en la construcción de estructuras prefabricadas como casas, barreras, vigas y tableros de puentes en el campo de la ingeniería civil15. Vaidya y Chawla16 diseñaron y fabricaron un asiento de autobús duradero hecho de GFR/PP que proporciona un ahorro del 43 % y el 18 %, respectivamente, en peso y costo total de producción en comparación con los diseños de asientos de uso común.

Las juntas representan uno de estos componentes críticos en los que los pernos proporcionan el medio principal para conectar los FRP en la aplicación estructural, la construcción de aeronaves, la industria aeroespacial, los vehículos automotores y otras aplicaciones de ingeniería con alto rendimiento, incluidos los artículos deportivos, las estructuras de energía eólica y los aparatos médicos17, 18,19,20,21,22,23. Se encontró que la resistencia conjunta de GFR/PP era adecuada para el diseño de la ballesta y, por lo tanto, estos tipos de materiales se pueden utilizar para aplicaciones conjuntas24,25,26. Asimismo, Anandakumar et al.27 obtuvieron un desempeño superior del brazo de control GFR/PP, como componente portante del sistema de suspensión, en comparación con el acero. El diseño de juntas tiene un interés particular en las estructuras de FRP ya que las juntas representan el punto más débil en una estructura compuesta y la capacidad del material compuesto de redistribuir las altas tensiones locales a través de la fluencia20. BS es una propiedad importante que debe tenerse en cuenta en el diseño de juntas.

Los orificios necesarios para unir los FRP generalmente se fabrican mediante el proceso de perforación que debilita la estructura de refuerzo. Nejhad y Chou28 explicaron que los orificios perforados redujeron significativamente el rendimiento del compuesto de fibra de carbono/epoxi debido a un corte de fibras a través del espesor que se puede evitar mediante el uso de orificios moldeados. Nejhad y Chou29 consideraron que, a todos los efectos prácticos, un agujero moldeado es más deseable que un agujero taladrado. Por lo tanto, se desarrollaron muchas técnicas alternativas de moldeo de orificios. Hufenbach et al.30 utilizaron una técnica basada en el desplazamiento de fibras que permite la fabricación no destructiva de los agujeros. Brookstein y Tsiang31 descubrieron que los orificios trenzados formados integralmente proporcionan un aumento del 180 % en el BS de la unión en comparación con los orificios mecanizados en el compuesto de fibras de grafito/epoxi. Chang et al.32 demostraron en un estudio de unión mecánica por carga de pasador de compuestos híbridos de Kevlar/epoxi, grafito/epoxi y Kevlar-Grafito/epoxi que las muestras con orificios moldeados proporcionaron una mejora de la resistencia del 0,12 al 61,23 % en comparación con el orificio perforado especímenes

Los resultados experimentales de Lin et al.33 mostraron que existe una mayor resistencia a la rotura, una menor rigidez inicial y una mayor tensión de rotura de los compuestos de fibra de vidrio tejido (0,90) con un orificio moldeado en relación con los que tienen un orificio perforado. Sin embargo, para (45, − 45)s no hay mejora en la resistencia a la falla ni en la rigidez inicial excepto por la deformación a la falla. Zitoune et al.34 observaron que los orificios moldeados de fibras de carbono tejidas/compuesto epoxi exhiben una resistencia un 30 % mayor y una tensión un 100 % menor que los orificios perforados. Brown et al.35 demostraron que para la fabricación avanzada de compuestos termoplásticos de fibra de carbono/PEEK, se obtuvieron mejores propiedades de tracción y compresión en orificios abiertos cuando los orificios se produjeron mediante la técnica de perforación asistida térmicamente en comparación con los orificios perforados. Fujita et al.36 encontraron que para el compuesto epoxi reforzado con fibra de vidrio trenzado (GFRE), la resistencia de la unión del orificio trenzado era mayor que la del orificio mecanizado. Además, Herszberg et al.37 encontraron que los compuestos de fibra de vidrio/epoxi tejidos y tejidos por trama con orificios formados integralmente tenían un BS aproximadamente un 20 % mayor que aquellos con orificios perforados. Durante y Langella38 encontraron un alto BS de las muestras compuestas de GFRE con el orificio moldeado, realizado desplazando las fibras alrededor del orificio, en comparación con el BS de las muestras con orificios realizados cortando las fibras mediante perforación. Dickson y Dowling39 descubrieron que el BS del compuesto de nailon/fibra de carbono impreso en 3D con un orificio perforado es más bajo que el del orificio integrado 'Tailor Woven' en un 63 % si se somete a una prueba de doble cizallamiento. Clark40 llegó a la conclusión de que los aumentos promedio en la tensión de soporte y la deformación de soporte en caso de falla de los compuestos de fibra de carbono/nylon cortados para los orificios impresos (permitiendo la orientación de la fibra circunferencialmente alrededor del orificio) en comparación con los orificios perforados fueron del 31 % y 86,8 %. , respectivamente.

Por el contrario, Ataş et al.41 concluyeron que el BS de las muestras de fibra de carbono/epoxi trenzado triaxial con un orificio moldeado se redujo en comparación con las muestras con orificios perforados, debido al aumento de las desalineaciones de las fibras durante el proceso de fabricación. La comparación de Wang42 entre los orificios producidos por especímenes de epoxi/roving de vidrio trenzado triaxial y los orificios maquinados indicó que el orificio trenzado mostró una capacidad de carga similar o incluso menor en comparación con el orificio maquinado.

Para los orificios mecanizados, la BS de los FRP con orificios perforados se vio afectada principalmente por las condiciones de mecanizado. Khashaba et al.19,20,21 encontraron que la rigidez de la muestra y el BS de GFRE disminuyeron a medida que aumentaba la velocidad de avance y la velocidad de corte. Khashaba y El-Keran43 observaron un BS más bajo de compuestos GFRE tejidos que se taladraron a una velocidad de 16,3 m/min en comparación con el taladrado a 32,7 m/min, mientras que los valores de avance tuvieron un efecto insignificante en el BS a una velocidad de 16,3 m/min, pero tuvo un efecto claro a 32,7 m/min (aumentó y luego disminuyó). Krishnaraj et al.44 ilustraron que el taladrado a una velocidad de rotación de 3000 rpm y una velocidad de avance de 0,02 mm/rev condujo a la BS más alta en comparación con otras velocidades y avances del husillo. Tagliaferri et al.45 llegaron a la conclusión de que, para una determinada relación entre la velocidad de perforación y la velocidad de avance, se pueden obtener mejores resultados en términos de BS adoptando una velocidad de perforación más baja para las probetas GFRE. Srinivasa Rao et al.46 encontraron que se prefieren velocidades de avance pequeñas en la perforación de laminados compuestos GFRE tejidos. Wang et al.47 indicaron que tanto la velocidad de rotación como el avance al perforar laminados GFRE tenían un efecto insignificante en la BS.

Los estudios que tratan sobre el taladrado de composites de matriz termoplástica cubren algunos aspectos donde Ilio et al.48 discuten el daño causado por el taladrado en composites unidireccionales elaborados con matriz termoplástica reforzada con fibras de grafito en diferentes parámetros de mecanizado. Hocheng y Puw49,50 demostraron que los compuestos de acrilonitrilo butadieno estireno (ABS) reforzados con fibra de carbono tenían una buena maquinabilidad en la perforación en comparación con los compuestos a base de epoxi. Mudhukrishnan et al.51 discutieron el efecto del material de perforación, la velocidad del husillo y la velocidad de avance sobre la delaminación y la fuerza de empuje en laminados de polipropileno reforzado con tela de fibra de vidrio.

La fabricación de piezas con orificios prefabricados que no requieren más procesamiento distingue al moldeo por inyección de otras técnicas de fabricación. El moldeo por inyección puede proporcionar de forma flexible construcciones termoplásticas reforzadas con fibras cortas como mejora de la resistencia, incluida la resistencia de las juntas. Sin embargo, existen límites para la mejora de la resistencia de las juntas mediante el aumento del contenido de fibra de granalla52. A pesar de que no es posible reforzar las piezas moldeadas por inyección con fibras continuas, los agujeros podrían reforzarse utilizando fibras continuas locales incrustadas52. Además, es posible mejorar el rendimiento de la junta mediante el inserto metálico a través del moldeo por inyección53,54, donde se puede asegurar la adhesión directa entre el plástico y el metal55.

De la literatura anterior ha quedado claro, según nuestro conocimiento, que los trabajos de investigación limitados se ocupan del estudio del efecto de la fracción de peso en el BS de los compuestos termoplásticos reforzados con fibra de vidrio picada moldeados por inyección. Además, se llevaron a cabo estudios raros en la comparación entre las BS de agujeros moldeados y agujeros perforados de este tipo de material. Además, no existe un estudio sistemático realizado para indicar el efecto de las condiciones de mecanizado en el BS para este tipo de materiales. En consecuencia, el presente trabajo tiene como objetivo estudiar el efecto del cambio en la fracción de peso de fibra de vidrio en el BS de compuestos termoplásticos (PP) reforzados con fibra de vidrio troceada moldeados por inyección. Se realizó una investigación para comparar entre el BS de agujeros moldeados y perforados de este tipo de materiales compuestos. Además, se estudió la influencia de los parámetros de taladrado (velocidad de avance, velocidades del husillo) en el BS de probetas con agujeros mecanizados.

El material de matriz utilizado en este trabajo fue el copolímero de polipropileno (PP) para moldeo por inyección (413MNK45) que fue suministrado por SABIC®—Egipto. La fibra de vidrio (GF) utilizada en el presente trabajo fueron hebras cortadas de vidrio E con longitudes de corte de filamento de 12 y 24 mm y fueron suministradas por JUSHI Co. Las propiedades mecánicas y físicas de GF y PP se presentan en las Tablas 1 y 2, respectivamente.

Las muestras para la prueba de cojinetes se fabricaron mediante moldeo por inyección de plástico con una máquina de moldeo por inyección HAITIAN PL1200 con una fuerza de sujeción máxima de 1200 KN. El molde se diseñó, fabricó y examinó varias veces para comprobar su idoneidad para producir las muestras deseadas de acuerdo con la norma ASTM D5961 para muestras de cojinetes. En este molde, se considera la misma dirección del flujo del plástico para cada muestra para evitar la probabilidad de formación de líneas de soldadura que pueden provocar grietas.

El molde está provisto de dos insertos de 6 mm de diámetro; insertos cortos y largos. El inserto corto se utiliza para probetas sin orificios moldeados (los orificios se perforarán más tarde mediante el proceso de mecanizado), Fig. 1a, mientras que el inserto largo se utiliza para probetas con orificios moldeados (los orificios se producen como resultado del proceso de moldeo por inyección) como se ilustra en la Fig. 1b.

El molde; (a) molde con inserto corto, (b) molde con inserto largo para especímenes con orificios moldeados.

Para producir las muestras de prueba, el perfil de temperatura del cilindro a lo largo de la máquina de moldeo por inyección se ajustó a 140, 160, 180, 220 y 244 °C. La temperatura del barril se ajustó durante el proceso al agregar PP con GF. El proceso de fabricación se puede describir de la siguiente manera; En primer lugar, se moldearon por inyección especímenes con cojinetes de PP limpios. En segundo lugar, los gránulos de PP se mezclaron mecánicamente con GF usando diferentes fracciones en peso de 10, 20 y 30% en peso de PP y diferentes materias primas con longitudes de fibra de 12 mm y 24 mm. La mezcla se alimentó primero a una extrusora de la máquina de moldeo por inyección para producir muestras previas. Las muestras previas con su bebedero y coladas se trituran en una trituradora formando pequeñas partículas de idéntico tamaño. Las partículas pequeñas se moldearon por inyección una vez más para obtener las muestras de prueba finales. El objetivo principal de estas etapas es obtener una mejor distribución del GF en el PP. Todo el proceso se repite con un inserto largo agregado al molde para producir especímenes con orificios moldeados. Los especímenes fabricados tenían fibras cortadas y orientadas al azar. Los códigos y composiciones de las muestras fabricadas con orificios moldeados se ilustran en la Tabla 3.

El proceso de taladrado se realizó con una fresadora CNC Boxford 300VMCi equipada con el software para PC Boxford. Se usa un tornillo de banco manual para sostener y ubicar consistentemente la pieza de trabajo. En el proceso de perforación se utiliza una broca helicoidal de carburo de 6 mm de diámetro (como recomienda Mudhukrishnan51 en la perforación de GFR/PP) proporcionada por AYKT. El proceso de perforación se realizó en condiciones secas sin el uso de refrigerante. La perforación se realizó con el apoyo de una placa de madera en la parte posterior de las muestras compuestas. Los factores experimentales en los diferentes niveles se diseñaron utilizando el método de Taguchi como se muestra en la Tabla 4.

El diseño factorial completo de experimentos identifica todas las combinaciones posibles para un conjunto dado de factores. Dado que la mayoría de los experimentos industriales generalmente involucran una cantidad significativa de factores, un diseño factorial completo da como resultado más experimentos. Para minimizar el número de experimentos a un nivel razonable, solo se elige un pequeño grupo de todas las posibilidades. El análisis de Taguchi ofrece un conjunto único de pautas de diseño que cubren varios aspectos de los experimentos factoriales. El diseño experimental por el método de Taguchi involucra arreglos ortogonales que organizan los parámetros del proceso y los posibles niveles de variación. Determina los factores que más afectan la calidad del producto con experimentaciones minimizadas, ahorrando así recursos y tiempo. En el presente trabajo, los factores del proceso de perforación son la fracción de peso de fibra, la velocidad del husillo y la velocidad de avance. Los niveles de fracciones de peso de fibra fueron 0, 10, 20 y 30% en peso. Los niveles seleccionados de velocidades de corte fueron 1000, 2000, 3000 y 4000 rpm. Mientras que los niveles de velocidad de alimentación se tomaron como 100, 200, 300 y 400 mm/min. Estos factores y sus niveles se muestran en la Tabla 4.

Los experimentos de perforación se realizaron utilizando la matriz ortogonal mixta L16 que incluye 16 corridas correspondientes a varias pruebas del método de Taguchi. El diseño experimental se da en la Tabla 5.

En el análisis de Taguchi, los valores de cada experimento se convierten luego en una relación señal-ruido (S/N), donde el término que se refiere a los valores requeridos (media) es la señal y los valores que no se requieren (desviación estándar) se representan como el ruido de las características de salida. Al analizar las relaciones S/N, Taguchi propone las características de calidad de la siguiente manera56;

donde \({y}_{i}\) es el valor de respuesta observado y \(n\) define el número de repeticiones.

Cuando el objetivo de la experimentación es maximizar la respuesta, seleccionar la característica de calidad "más grande es mejor" es la elección correcta (ecuación (1)). Sin embargo, si el objetivo de la experimentación es minimizar la respuesta, seleccionar la característica de calidad "más pequeño es mejor" es la opción correcta (ecuación (2)). "Nominal es mejor" (ecuación (3)) se usa para orientar la respuesta para basar la relación señal-ruido en las medias \((\mu )\) y las desviaciones estándar \((\sigma )\). La relación señal-ruido "Nominal es mejor" es útil para analizar o identificar factores de escala, que son factores en los que la media y la desviación estándar varían proporcionalmente. Los factores de escala se pueden usar para ajustar la media en el objetivo sin afectar las relaciones señal-ruido.

En el presente trabajo, el objetivo es maximizar la BS, por lo tanto, se selecciona la característica de calidad "cuanto más grande, mejor".

Se llevó a cabo una serie de pruebas ASTM D5961 con pasadores en especímenes moldeados y perforados con diferentes contenidos de fibra utilizando una máquina de prueba universal (Testometric 200 kN) a temperatura ambiente. Se usaron especímenes de prueba estándar para obtener el modo de falla del rodamiento en lugar de la tensión neta o los modos de corte que tenían cargas más bajas asociadas con la fractura catastrófica según lo recomendado por estudios previos20,57,58,59. Las dimensiones del espécimen de prueba estándar se ilustran en la Fig. 2a, donde w/d = 6 ye/d = 6. El dispositivo de prueba se fabricó de acero de acuerdo con la geometría ilustrada en la Fig. 2b.

Espécimen de prueba de rodamientos y accesorio; (a) espécimen de cojinete, (b) accesorio de cojinete.

Para el análisis se consideraron compuestos de PP reforzados con fibra moldeados por inyección de diferentes longitudes de materia prima de fibra (FFSL) de 12 y 24 mm. En piezas moldeadas por inyección, la longitud de fibra promedio en número (\({L}_{n}\)) y la longitud de fibra promedio en peso (\({L}_{w}\)) se obtuvieron utilizando las siguientes relaciones;

y

Las ecuaciones fueron propuestas por Refs.24,60, donde \({L}_{i}\) es la longitud de la i-ésima fibra en la muestra y \({F}_{i}\) es la frecuencia de la fibra longitud \({L}_{i}\). La longitud de fibra promedio numérica \({L}_{n}\) es siempre el valor más pequeño y está fuertemente influenciada por la presencia de la cantidad de fibras y fragmentos. Mientras que la longitud de fibra promedio en peso \({L}_{w}\) está influenciada por la presencia de fracción de fibras largas. El valor \({L}_{w}\) es más expresivo para la predicción del comportamiento mecánico24,60.

Se obtuvieron varias imágenes de GF después del quemado completo de la matriz en un horno de mufla a 570 °C durante 4 h. La prueba de quemado se realizó para todos los tipos de compuestos a diferentes FFSL y % en peso. Luego, las imágenes se analizaron utilizando el software ImageJ y se realizaron más de 500 mediciones de GF.

Después de analizar las imágenes, está claro que las longitudes de fibra han disminuido drásticamente después del proceso de moldeo por inyección24,60,61,62,63,64,65. Esto ocurre debido a que las fibras se someten a un esfuerzo cortante masivo a través del proceso de inyección por el tornillo de inyección, lo que provoca daños severos en las longitudes de las fibras63.

La Figura 3 muestra histogramas que describen la FLD de compuestos de PP con diferentes FFSL y % en peso. Los histogramas parten de longitudes de fibra de 0,05 a 1 mm con un paso de 0,05 mm en función de los valores mínimo y máximo de las longitudes de fibra obtenidos a partir de las mediciones.

Distribución de longitud de fibra (FLD); (a) 10 % en peso, (b) 20 % en peso y (c) 30 % en peso.

A partir de los histogramas que se muestran en la Fig. 3, se puede observar que los compuestos con todas las composiciones mostraron una distribución aproximadamente normal y se observó que las frecuencias más altas se desplazaban hacia fibras más largas en el caso de muestras fabricadas con FFSL de 12 mm. Las frecuencias elevadas de fibras cortas en especímenes de 24 mm definitivamente reducirán los valores de \({L}_{n}\) y \({L}_{w}\). Los valores de \({L}_{n}\) y \({L}_{w}\) para todos los especímenes se tabulan en la Tabla 6. Además, la frecuencia de longitudes de fibra tiende a acercarse entre diferentes FFSL aumentando fracciones en peso de fibras de 10 a 30% en peso.

Varios estudios60,61,62,63,64 discutieron la influencia de las fracciones de peso de las fibras en las longitudes de las fibras en los termoplásticos reforzados con fibra de vidrio moldeados por inyección. Estos estudios concluyeron que el aumento en el contenido de fibra conduce a una disminución en la longitud de la fibra en el material compuesto resultante. Kumar et al.60 relacionaron esta reducción en la longitud de las fibras con el mayor daño que se produjo en las fibras debido a la elevada interacción entre las fibras en concentraciones más altas en el compuesto. También mostraron que, tanto \({L}_{n}\) como \({L}_{w}\) aumentan a medida que FFSL aumenta para FFSL hasta 9 mm, un mayor aumento en FFSL de más de 9 mm tiene un efecto inverso donde tanto \({L}_{n}\) como \({L}_{w}\) disminuyen.

Se ha observado a partir de la Fig. 4 que la longitud media de fibra y las relaciones de aspecto después del moldeo por inyección disminuyen a medida que la FFSL aumenta de 12 a 24 mm. Por ejemplo, \({L}_{w}\) del 10 % en peso se redujo en un 150 % usando 24 mm GF en comparación con 12 mm GF. Por lo tanto, el aumento de FFSL de más de 12 mm puede conducir a una disminución significativa en la relación de aspecto de la fibra como se muestra en la Fig. 4. También se observa en la Tabla 6 que el aumento en la fracción de peso de la fibra conduce a una ligera disminución en la longitud de fibra promedio como se observó previamente por Refs.60,61,62,63,64. A lo largo de este trabajo, en base a los resultados anteriores, los FFSL de 12 mm y 24 mm se denominarán "fibra larga/polipropileno (LFPP)" y "fibra corta/polipropileno (SFPP)", respectivamente.

Relación entre fracción de peso de fibra y relación de aspecto de fibra.

La figura 5 representa la relación entre BS de los compuestos GFR/PP con diferentes % en peso y FFSL. La figura muestra una disminución en el BS de los compuestos SFPP que en los compuestos LFPP. La disminución observada en BS comienza desde 2,85 % al 10 % en peso hasta 5,95 % al 30 % en peso. La disminución de BS puede ocurrir debido a la disminución de las relaciones de aspecto de las fibras en los compuestos obtenidos con un FFSL aumentado, como se ilustra en la Fig. 4.

BS de especímenes de agujeros moldeados con diferentes fracciones de peso.

También se puede observar en la Fig. 5 que el contenido de fibra y la longitud en la matriz tienen un fuerte efecto en el BS de los compuestos GFR/PP. Tanto para SFPP como para LFPP, la BS aumenta a medida que aumenta el % en peso de fibra con una mejora del 9 % para la muestra L3012 por encima de L00. Mientras que para SFPP, BS aumenta solo un 3% desde el espécimen L00 hasta el L3024. Se espera un aumento de BS debido al aumento del % en peso de fibra, ya que la resistencia del material de refuerzo GF es significativamente mayor que la del PP, aumentando el % en peso de GF mejora directamente el BS de los compuestos, como se muestra en la Fig. 5. Un resultado similar fue informado por Subramanian y Senthilvelan25 donde la BS de ballesta hecha de GFR/PP fue más alta que la hecha de PP no reforzado. Además, a medida que aumentaba la longitud de la fibra, aumentaba la BS. Además, Asi66 mostró que el BS de GFRE aumentó primero a medida que aumentaban las densidades lineales de la tela tejida (que es una indicación del aumento en el contenido de fibra) y luego disminuyó con un aumento adicional en las densidades lineales de la tela tejida como resultado del contenido elevado de vacíos y el rizado. niveles del compuesto obtenido.

La variedad en el porcentaje de mejora para el BS de L00 a L3012 y L3024 que es tres veces mayor en L3012 (LFPP) que en L3024 (SFPP) puede estar relacionada con la diferencia en la longitud promedio de fibra (relación de aspecto) entre ellos, como se encontró en estudios previos24,60. Donde Subramanian et al.24 y Kumar et al.60 encontraron que la resistencia del compuesto aumenta a medida que aumenta la longitud media de fibra. Kumar et al.60 observaron que la resistencia del compuesto depende principalmente de la relación de aspecto de la fibra (o longitud de la fibra) más que del contenido de fibra, y la resistencia reducida del compuesto causada por la disminución de la longitud media de la fibra casi compensa la mayor resistencia del compuesto causada por una mayor contenido de fibra.

Las Figuras 6a,b muestran las curvas de tensión-deformación para especímenes con diferentes % en peso de GF para LFPP y SFPP, respectivamente. Como ya se discutió en la Fig. 5, las curvas de tensión y deformación en la Fig. 6 también muestran la mejora de las resistencias de soporte a medida que se introducen fracciones de mayor peso de fibras en la matriz y mejoras adicionales de BS para especímenes con fibras más largas. También se observa en la Fig. 6 que las deformaciones por falla de los compuestos GF/PP son inversamente proporcionales al % en peso de fibra debido a la elongación reducida de GF en comparación con la elongación de PP, como se menciona en las Tablas 1 y 2.

Curvas tensión-deformación de; (a) LFPP y PP puro, (b) SFPP y PP puro.

Los resultados experimentales de la BS medida, los valores correspondientes de las relaciones S/N y el código del experimento para cada ensayo se muestran en la Tabla 7, tanto para LFPP como para SFPP ordenados respectivamente del experimento 1 al experimento 16.

Las tablas 8 y 9 representan el rango del efecto de cada factor en el parámetro de respuesta (BS) para LFPP y SFPP, respectivamente, mediante análisis de Taguchi utilizando el software Minitab 17. El software de Minitab asigna rangos en función de los valores Delta; el rango 1 se refiere al valor más alto de Delta, el rango 2 representa el segundo valor más alto de Delta, y así sucesivamente, para indicar el efecto correspondiente de cada factor en la respuesta (BS). Para LFPP, la fracción de peso es el factor más efectivo en el BS, seguido por la velocidad y luego la alimentación. Para SFPP, el factor más efectivo en BS es la velocidad, seguido por la alimentación y luego la fracción de peso. Se notan diferentes rangos para los factores entre LFPP y SFPP.

Se obtuvo un modelo lineal general ANOVA junto con ANOVA unidireccional para describir la respuesta de cada factor donde se asumieron varianzas iguales para el análisis. Los resultados del modelo lineal general ANOVA y ANOVA unidireccional se resumen en las Tablas 10 y 11, respectivamente. La comparación del valor de p para cada factor con nivel de significancia (α = 0,05) indica que, para la fracción de peso de LFPP, tiene un valor de p menor que el nivel de significación α (valor de p = 0,003), Tabla 10. Mientras que el avance y la velocidad tienen un valor de p, valores superiores a α. Sin embargo, en el caso de SFPP, la velocidad tiene un valor de p por debajo del nivel de significación α (valor de p = 0,005). Mientras que las fracciones de alimento y peso tienen valores de p superiores a α. La fracción de peso en el caso de LFPP es el factor más significativo que afecta a la BS. El BS aumenta a medida que aumenta la fracción en peso con una mejora máxima en el BS del 9 % para el 30 % en peso sobre el PP puro. Mientras que la velocidad y el avance tienen un efecto insignificante ya que el gradiente de la pendiente es muy pequeño, como se muestra en la Fig. 7. Se obtienen diferentes resultados para SFPP, donde la velocidad es el factor significativo que afecta a BS. BS disminuye a medida que aumenta la velocidad de 1000 a 4000 rpm. Por otro lado, la fracción de peso y la alimentación tienen efectos insignificantes en BS con una pendiente muy pequeña, como se muestra en la Fig. 7. Los resultados de ANOVA concuerdan bien con los resultados obtenidos con el software Minitab 17. La ausencia del efecto influyente de la fracción de peso en BS en el caso de SFPP puede deberse a la longitud de fibra promedio ponderada reducida que despeja el campo a los parámetros de mecanizado para mostrar su efecto en el BS de compuestos GFR/PP representado por la velocidad del husillo.

Gráfica de efecto medio para LFPP y SFPP para valores BS y S/N.

La Figura 8a,b muestra la diferencia entre BS de especímenes con orificios moldeados y orificios mecanizados para especímenes LFPP y SFPP, respectivamente. Está claro a partir de la figura que el BS de los orificios moldeados es ligeramente mejor que el de los orificios maquinados para todas las fracciones de peso y longitudes de fibra. Los daños colaterales al proceso de perforación están jugando un papel importante en la reducción de BS de muestras con orificios perforados. La pendiente en la Fig. 8a muestra un comportamiento similar para muestras moldeadas y maquinadas para LFPP, donde tienen la misma tasa de aumento de BS junto con el aumento de la fracción de peso de fibra. El aumento promedio en BS para especímenes con orificios moldeados es de aproximadamente un 1 % por encima de los especímenes con orificios perforados. Mientras que la pendiente en la Fig. 8b muestra una tasa de aumento de BS ligeramente más alta junto con un aumento en la fracción de peso de fibra para especímenes de orificios moldeados en comparación con los especímenes de orificios mecanizados para SFPP. El aumento de BS para especímenes con orificios moldeados oscila entre el 0,8 % para PP puro y el 2,6 % para 30 % en peso de GF sobre especímenes con orificios perforados.

BS de orificios moldeados frente a orificios mecanizados; (a) LFPP, (b) SFPP.

Los resultados de las pruebas de cojinetes de Hufenbach et al.30 mostraron que los orificios moldeados termoplásticos reforzados con textiles podían soportar cargas mayores en comparación con la configuración perforada.

Experimentalmente, las uniones fijadas mecánicamente fallan bajo cuatro mecanismos básicos; tensión neta, cortante, falla por hendidura y falla por rodamiento. Los modos de falla por tensión neta, corte y escisión no son deseables debido a la naturaleza catastrófica de la falla final20. La falla del rodamiento, que se caracteriza por una disminución progresiva de la carga aplicada, se considera el modo de falla ideal38,67. el daño por falla del material reforzado con fibra podría atribuirse al agrietamiento de la matriz, la fractura de la fibra, la desunión interfacial fibra-matriz y sus combinaciones68. En esta sección, se evaluó el modo de falla de los materiales compuestos para juntas atornilladas mediante la observación de la superficie de falla. La Figura 9 muestra las morfologías de falla de especímenes moldeados con diferentes fracciones de peso y longitudes de fibra probadas en apoyo. A partir de la Fig. 9 se observa que se han producido dos modos de fallo en el presente trabajo como resultado de la prueba del rodamiento. El primer modo de falla es el modo de cojinete puro que se representa en una muestra de PP pura (L00) como se muestra en la Fig. 9a. El segundo modo de falla es el modo de falla mixto (tensión neta/modo de carga) de las muestras compuestas de GFR/PP, como se muestra en la Fig. 9b–g. Se notan modos de falla similares entre diferentes longitudes de fibra, mientras que la capacidad de carga disminuye a medida que aumenta la fracción de peso de la fibra. Por lo tanto, para los especímenes L3012 y L3024 que se muestran en la Fig. 9f, g, apenas se ha producido una falla de soporte, mientras que se obtiene una capacidad de soporte impresionante con PP puro, como se indica en la Fig. 9a.

Morfologías de falla de especímenes de agujeros moldeados probados en cojinetes; (a) PP puro, (b) 10 % en peso de GF (12 mm de longitud inicial) + 90 % en peso de PP, (c) 10 % en peso de GF (24 mm de longitud inicial) + 90 % en peso de PP, (d) 20 % en peso GF (longitud inicial de 12 mm) + 80 % en peso de PP, (e) 20 % en peso de GF (longitud inicial de 24 mm) + 80 % en peso de PP, (f) 30 % en peso de GF (longitud inicial de 12 mm) + 70 % en peso de PP , y (g) 30 % en peso de GF (longitud inicial de 12 mm) + 70 % en peso de PP.

Las micrografías SEM de la zona de fractura de las muestras L1012 y L3012 se muestran en la Fig. 10a,b, respectivamente. La fractura frágil de la matriz es más obvia en el espécimen L3012 que en el espécimen L1012, lo cual es proporcional a la naturaleza frágil de las curvas de tensión-deformación para el espécimen L3012 como se muestra antes en la Fig. 6. Además, se puede notar a partir de Fig. 10 que aparentemente un gran número de fibras se extraen de la matriz en ambos especímenes debido a la fractura del espécimen.

imágenes SEM de una sección transversal de la zona fracturada de especímenes; (a) 10 % en peso de GF (12 mm de longitud inicial) + 90 % en peso de PP y (b) 30 % en peso de GF (12 mm de longitud inicial) + 70 % en peso de PP.

La Figura 11 incluye la relación esfuerzo-deformación además de la morfología de falla de algunas muestras de agujeros maquinados. Ha ocurrido un modo de falla mixto (tensión neta/modo de apoyo) para todos los especímenes que tienen orificios mecanizados, excepto para los especímenes con 30% en peso de GF que fallaron en el modo de tensión neta solo como se muestra en la Fig. 11. El cambio de modo de falla entre moldeado- especímenes en y perforados pueden atribuirse a los daños asociados con el proceso de perforación.

Morfologías de fallas y curvas de tensión-deformación de cojinetes de probetas perforadas.

En este estudio se presenta un análisis experimental y estadístico para BS asociado con compuestos GFR/PP fabricados mediante la técnica de moldeo por inyección con orificios moldeados o perforados en diversas condiciones de perforación. Los resultados obtenidos pueden resumirse como sigue;

Se encontró que el BS de los especímenes inyectados con FFSL más largos tenían un BS más bajo que los más cortos debido a la disminución observada en la longitud de fibra promedio en peso en el espécimen producido después del proceso de moldeo por inyección. La disminución observada en BS comienza desde el 2,85 % al 10 % en peso hasta el 5,95 % al 30 % en peso de GFR/PP.

Para especímenes con orificios moldeados, tanto para LFPP como para SFPP, BS aumenta a medida que aumenta la fracción de peso de fibra. Para LFPP se obtiene una mejora del 9% para probetas L3012 por encima de L00. Mientras que para SFPP, BS aumenta solo un 3% de la muestra L00 a la L3024.

Para especímenes con orificios perforados, los resultados obtenidos del análisis ANOVA y Taguchi indicaron que los efectos de las condiciones de maquinado y la fracción de peso en BS fueron diferentes entre los especímenes LFPP y SFPP; para LFPP, el factor más significativo fue la fracción de peso, mientras que las condiciones de perforación (velocidad y avance) resultaron ser menos significativas. Sin embargo, para SFPP se encontró que la velocidad del husillo es el factor más significativo, seguido del avance, mientras que la fracción de peso tiene el menor efecto.

El aumento en la fracción de peso conduce a un aumento en BS tanto para especímenes de agujeros moldeados como mecanizados.

El BS de los orificios moldeados es ligeramente mejor que el de los orificios mecanizados para todas las fracciones de peso y longitudes de fibra utilizadas; para LFPP, el aumento promedio en BS para especímenes con orificios moldeados es de aproximadamente un 1 % por encima de los especímenes con orificios perforados. Mientras que para SFPP, el aumento de BS para especímenes con orificios moldeados oscila entre el 0,8 % para PP puro y el 2,6 % para 30 % en peso de GFR/PP sobre especímenes con orificios perforados.

El análisis morfológico de las muestras fracturadas indicó que; para especímenes de agujeros moldeados, los especímenes simples de PP fallaron en el modo de falla de cojinete puro. Mientras que los especímenes de GFR/PP fallaron bajo la falla de modo mixto de tensión neta y de apoyo. Para los especímenes de orificios maquinados, todos los especímenes fallaron bajo el modo mixto de falla por tensión neta y de apoyo, excepto los especímenes con 30 % en peso de GFR/PP que fallaron solo bajo el modo de falla por tensión neta.

Los autores declaran que todos los datos generados o analizados durante este estudio están incluidos en este artículo publicado.

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MM Osama

Departamento de Ingeniería de Producción y Diseño Mecánico, Facultad de Ingeniería, Universidad de Zagazig, PO Box: 44519, Zagazig, Al-Sharqia, Egipto

AI Selmy, Ayman MM Abdelhaleem y AA Megahed

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Osama, M., Selmy, A., Abdelhaleem, A. et al. Comparación entre las resistencias de soporte de agujeros moldeados y mecanizados de materiales compuestos GFR/PP. Informe científico 12, 14756 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-18943-w

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Recibido: 04 mayo 2022

Aceptado: 22 de agosto de 2022

Publicado: 30 agosto 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-18943-w

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