Los compuestos laminados termoplásticos de fibra continua (cFRP) brindan una relación atractiva de rigidez-peso y resistencia-peso, lo cual ha permitido su extensivo uso en sectores como la aeronáutica y la aeroespacial [1, 2, 3, 4]. Sin embargo, las técnicas de manufactura convencional de componentes estructurales compuestos requieren de mano de obra calificada, maquinaria de altos costos y procesos productivos complejos [5, 6, 7, 8, 9, 10, 11]. Estas exigencias limitan la factibilidad de producción de lotes reducidos, y dificultan aún más su aplicación en el proceso de prototipado versátil. La manufactura aditiva (AM) brinda una alternativa factible para superar estas limitaciones, ofreciendo la posibilidad de producir prototipos funcionales y componentes finales con geométricas complejas de manera eficiente [12, 13, 14, 15]. Actualmente, existen varias impresoras industriales y de sobremesa comerciales con la capacidad de crear cFRP mediante la tecnología de filamento compuesto preimpregnado, como las desarrolladas por Markforged^® [16], 9T Labs^® [17] y Anisoprint^® [18]. En particular, el sistema Markforged^® utiliza la tecnología de modelamiento por deposición fundida (FDM), integrando un cabezal de impresión con doble extrusor: uno para la deposición del filamento polimérico y el otro para el material compuesto, pudiendo ser este último la fibra continua de carbono, vidrio o aramida reforzando poliamida o nailon.

Los materiales compuestos fabricados con la tecnología Markforged® son considerados como estándares de referencia por la comunidad científica, por tanto, existen numerosos estudios sobre la caracterización experimental con énfasis en las propiedades mecánicas en el plano [19, 20, 21, 22, 23, 24, 25, 26]. Actualmente, existe una cantidad limitada de investigaciones enfocadas en la caracterización interlaminar. Iragi et al. [27] determinaron por primera vez la tenacidad a la fractura interlaminar en modo I y modo II de cFRP de fibra de carbono reforzando una matriz polimérica de poliamida (CF/PA). Particularmente, la energía de fractura de modo I era superior que la de modo II, contrario a lo que usualmente se observa en compuestos convencionales. La energía de fractura en modo I es generalmente la más crítica y se utiliza como un valor conservador para fines de diseño [28], especialmente en FRP. Se asume que la tenacidad a la fractura aumenta de manera monótona desde el modo I (apertura de la grieta) hasta el modo II (deslizamiento por corte).

Contrario a la tendencia reportada por Iragi et al. [27] del material impreso CF/PA, Polyzos et al. [29] reportaron que la tenacidad a la fractura interlaminar en modo I (GIc,ini = 1.38 kJ/m2) es inferior a la correspondiente en modo II (GIIc,ini = 2.02 kJ/m2). En este estudio, a diferencia del trabajo de Iragi et al. [27], no se emplearon dobladores durante los ensayos experimentales. En línea con esta condición experimental, Fonseca et al. [30] determinaron la tenacidad a la fractura en modo I de especímenes de PoliAmida-12 (PA) y PA reforzada con un 15 % en peso de fibras cortas de carbono (SCF/PA) empleando AM. Los autores señalaron que el uso de dobladores podría incrementar la tenacidad global, dado que el daño puede iniciarse en la zona de contacto entre los brazos del espécimen y los dobladores, incrementando la energía disipada durante el ensayo. La tenacidad a la fractura de los especímenes reforzados (1780 J/m²) fue más del doble en comparación con el material sin refuerzo (800 J/m²).

Por su parte, Goh et al. [31] investigaron por primera vez los efectos de los parámetros de fabricación sobre la respuesta de la tenacidad a la fractura interlaminar en modo I del CF/PA, mediante una impresora de código abierto llamada Hello BeePrusa. Los resultados mostraron que un aumento en la temperatura de extrusión puede incrementar la energía de fractura hasta en un 200 %.

He et al. [26] estudiaron el comportamiento de la tenacidad a la fractura interlaminar en un compuesto CF/PA, comparando muestras DCB sometidas a un proceso de postprocesamiento por compresión en caliente con muestras impresas sin dicho tratamiento. Los resultados mostraron que la energía de fractura de iniciación en las muestras postprocesadas fue aproximadamente el doble que en las muestras obtenidas mediante proceso de impresión regular. Los resultados revelaron que las muestras obtenidas mediante impresión regular experimentaron una energía de fractura de propagación casi tres veces superior en comparación con las muestras tratadas. Este incremento de tenacidad de las muestras no tratadas fue atribuido a una mayor cantidad de formación de puentes de fibras experimentados durante el proceso de caracterización mecánica.

Se evidencia una limitada cantidad de estudios en relación con la caracterización a la tenacidad a la fractura en modo I de compuestos CF/PA, y ningún estudio sobre delaminación en laminados multidireccionales. Consecuentemente, el presente trabajo aborda el diseño numérico y posterior validación experimental de muestras DCB multidireccionales fabricadas por impresión aditiva. El estudio se enfoca en garantizar la presencia de modos de propagación de grieta adecuados, validar experimentalmente los resultados obtenidos, y contribuir al avance del estado del arte en la caracterización de este tipo de material explorando su capacidad como una alternativa factible para su posible aplicación en componentes estructurales en diversos sectores.

La serie de laminados L6 y sus tres orientaciones, 0/15, 15/-15 y 30/-30, fue seleccionada para el desarrollo de la campaña experimental subsiguiente. Estos laminados fueron manufacturados mediante la impresora The MarkTwo® de Markforged, la cual, mediante su software de código cerrado, EigerTM, establece la deposición de capas superiores, inferiores y de contorno de PA.

Con el propósito de exponer la sección interna de fibras y garantizar la adecuada configuración del laminado, estas capas externas fueron retiradas mediante el uso de una sierra equipada con disco de diamante. Así, se obtuvieron muestras posprocesadas con una dimensión final de 175 mm de longitud, 25 mm de ancho y 5 mm de espesor. Además, se incorporó una pre-grieta de 50 mm, generada mediante la colocación de una cinta Kapton™ en la interfaz durante una pausa en el proceso de impresión.

Las pruebas de experimentación mecánica se realizaron en condiciones ambientales controladas, con una humedad relativa de 50 ± 5% y una temperatura de 23 ± 2 °C, conforme lo indica la normativa ISO-15024 [32]. Se empleó una máquina universal de ensayos MTS Insight, equipada con una celda de carga de 5 kN. La carga y descarga fueron configuradas como 1.5 y 25 mm/min, respectivamente. Estos valores de desplazamiento controlado fueron ajustados en pruebas preliminares.

Se ensayaron seis muestras por cada configuración de interfase (0/15, 15/-15 y 30/-30). La determinación de la energía de fractura fue calculada mediante el método de la J-integral [37], y, por tanto, cada muestra fue instrumentada con inclinómetros (ver Figura 2).

FIGURA 2 FIGURA 2 Muestra MD-DCB post-procesada e instrumentada durante ensayo FIGURA 2 Muestra MD-DCB post-procesada e instrumentada durante ensayo

FIGURA 2. Muestra MD-DCB post-procesada e instrumentada durante ensayo.

Las gráficas fuerzas vs desplazamiento de todas las orientaciones de la interfase, se ilustran en la Figura 3. En dichas curvas, las líneas continuas representan los datos registrados durante los ensayos, incluyendo las caídas de carga asociadas con el proceso de propagación de la grieta. Los símbolos circulares señalan las posiciones de longitud de grieta indicadas en la normativa ISO-15024 [32].

La configuración 0/15 experimentó el comportamiento más uniforme entre todos los lotes ensayados (Figura 3a), permitiendo que la totalidad de sus muestras fuesen consideradas en el proceso de reducción numérica de datos. Cabe destacar que, en las probetas #1 y #6, se identificaron caídas de carga a lo largo de la zona de propagación de fractura.

Por su parte, las curvas monotónicas reportadas por la configuración 15/-15 presentaron una mayor dispersión con relación a las muestras 0/15. En particular, la muestra #1 presentó una rigidez inferior con respecto a todo el resto del grupo (Figure 3b), motivo por el cual fue descartada del proceso de determinación de la tenacidad a la fractura de esta configuración. Asimismo, las muestras #2, #3, y #4 mostraron caídas de carga relevantes a lo largo de la zona de propagación de la grieta.

En las muestras con disposición 30/-30, se evidenció una relevante variabilidad entre las curvas fuerza vs desplazamiento (Figura 3c). En este caso, la muestra #6 alcanzó una fuerza máxima considerablemente mayor que todas las demás curvas, mientras que la muestra #5 presentó una rigidez reducida en el tramo no lineal de la curva. En contraste, la muestra #1 registró una fuerza máxima muy por debajo de todas las demás. Tras un análisis de la dispersión observada en los resultados, se determinó que las probetas #2 y #3 presentaron la mayor consistencia a lo largo de toda la curva. Por lo tanto, únicamente estos dos especímenes fueron seleccionados para la evaluación de la tenacidad a la fractura interlaminar de la configuración 30-/30.

FIGURA 3 FIGURA 3 Curvas fuerza vs desplazamiento de las muestras MD-DCB. Elaboración propia FIGURA 3 Curvas fuerza vs desplazamiento de las muestras MD-DCB. Elaboración propia

FIGURA 3. Curvas fuerza vs desplazamiento de las muestras MD-DCB. Elaboración propia.

Los valores de la tenacidad a la fractura obtenidos por cada configuración se presentan en la Tabla 3.

TABLA 3. Tenacidad a la fractura en modo I de los especímenes MD-DCB caracterizados.

TABLA 3 TABLA 3 Tenacidad a la fractura en modo I de los especímenes MD-DCB caracterizados TABLA 3 Tenacidad a la fractura en modo I de los especímenes MD-DCB caracterizados

Como se muestra en la Tabla 3, la mayor tenacidad de iniciación y de propagación fue experimentada por la configuración 0/15, mientras que la tenacidad de iniciación más baja fue observada para la configuración 15/-15. Curiosamente, la tenacidad de propagación para las configuraciones 15/-15 y 30/-30 son virtualmente las mismas.

Las muestras representativas de cada orientación de interfases fueron sometidas a un análisis mediante microscopía electrónica de barrido (SEM), con la finalidad de observar las características morfológicas de la superficie de fractura. Para ello, la superficie fracturada fue cuidadosamente cortada mediante un disco de diamante, y la observación se desarrolló con una tensión de aceleración de electrones de 7 kV.

Las superficies de fractura presentadas en la Figura 4 comparten características comunes, entre las que se destacan zonas con presencia de matriz dominante, zonas dominadas por fibra y espacios visibles entre la fibra y la matriz. Adicionalmente, es posible observar que la superficie es notablemente áspera y rugosa, lo cual es coherente con la naturaleza del material y el proceso de fabricación utilizado. Estas observaciones son consistentes con las reportadas en Iragi et al., Polyzos et al. y Santos et al. [27, 29, 33].

Además de las características comunes observadas entre todas las muestras, la configuración 0/15 evidenció algunas fibras separadas de la matriz (Figura 4a). En la superficie se distinguieron los filamentos alineados con las direcciones 0 y 15°, los cuales fueron marcados con líneas discontinuas de color azul. Con un aumento mayor, Figura 4b, se aprecia el entrecruzamiento de las fibras, así como los signos de deformación plástica en la resina circundante.

Con respecto a la configuración 15/-15, se observó una menor cantidad de fibras fracturadas y vacíos en comparación con el laminado anterior (Figura 4c). La superficie de fractura, observada con un mayor nivel de ampliación en el SEM, revela claramente el entrecruzamiento de las capas (Figura 4d), así como la deformación plástica de resina adyacente, además de fibras fragmentadas y parcialmente extraídas de la matriz.

Por su parte, en la configuración 30/-30 se observa claramente el entrecruzamiento de fibras (Figura 4e). Con un mayor aumento de la imagen, se aprecia una región central con varias fibras orientadas a 30°, las cuales han sido removidas de dicha superficie. También se identifican marcas de desprendimiento de fibras sobre la resina, así como fibras fracturadas visibles en un plano superior de la imagen.

FIGURA 4 FIGURA 4 Imágenes SEM de las muestras representativas de cada configuración de laminado MD-DCB. Elaboración propia. FIGURA 4 Imágenes SEM de las muestras representativas de cada configuración de laminado MD-DCB. Elaboración propia.

FIGURA 4. Imágenes SEM de las muestras representativas de cada configuración de laminado MD-DCB. Elaboración propia.

En el presente trabajo se desarrolló una campaña de simulación numérica para evaluar el comportamiento de diversas configuraciones de secuencia de apilado durante un ensayo de caracterización de la tenacidad a la fractura interlaminar en modo I del material compuesto CF/PA. Los especímenes MD-DCB más idóneos fueron posteriormente ensayados, con la finalidad de validar la metodología numérica empleada. Los resultados experimentales se presentan mediante curvas fuerza vs desplazamiento; además, para profundizar en el entendimiento del comportamiento del material, se analizaron imágenes SEM de muestras representativas de cada configuración. A continuación, se exponen las conclusiones derivadas de este estudio.

Las muestras experimentaron una propagación de fractura en modo I puro durante todo el ensayo. De los dieciocho especímenes caracterizados, todos mostraron una propagación de fractura válida, excepto uno, que mostró un salto de grieta al inicio del ensayo. Esta validación experimental exitosa propicia una futura exploración del comportamiento en modo II de este material compuesto.

Es importante destacar que este comportamiento de fractura del compuesto CF/PA, ante distintas orientaciones pero con una configuración de laminado constante, constituye una característica inherente del material. Por tanto, los potenciales diseñadores deben tenerlo en cuenta al evaluar su posible aplicación en contextos de prototipado o en componentes finales sometidos a determinadas solicitaciones de carga.

Adquisición de financiamiento, administración del proyecto, conceptualización, investigación, desarrollo metodológico, validación, análisis formal, provisión de recursos, curación de datos, redacción del borrador original, y revisión y edición del manuscrito: Jonnathan D. Santos.

Validación, revisión y edición del manuscrito: Luis Córdova Narváez.

Validación, revisión y edición del manuscrito: José Quichimbo Quichimbo.

Los autores declaramos que no tenemos conflicto de interés sobre esta investigación.