45 TECNICHE DI GIUNZIONE DISCONTINUA DEI MATERIALI … · Onde ottenere la massima efficienza...

TECNOLOGIE E MATERIALI AEROSPAZIALI – Ver. 01 CAP. 45 - TECNICHE DI GIUNZIONE DISCONTINUA DEI MATERIALI COMPOSITI

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CAPITOLO

45 45 TECNICHE DI GIUNZIONE DISCONTINUA

DEI MATERIALI COMPOSITI

Sinossi na delle peculiarità delle strutture in materiale composito risiede nella potenziale possibilità di

realizzare assiemi integrali di grandi dimensioni, esenti da giunzioni. Nella pratica, tale possibilità non viene sfruttata totalmente, a causa dei vincoli dovuti alla accessibilità, manutenibilità, sostituibilità, riparabilità, nonché effettiva producibilità. Quindi anche le strutture in composito sono costituite da componenti separati, collegati tra loro. In conseguenza della natura stessa dei compositi (fibre continue in matrice polimerica), la tecnica di giunzione apparentemente più adatta è senza dubbio quella degli incollaggi. A causa però della sensibilità mostrata da questi ultimi nei confronti dei parametri ambientali (temperatura ed umidità) e di talune condizioni di utilizzo particolare (creep ed out-gassing), anche nelle strutture in composito vengono adottati in maniera estensiva i collegamenti meccanici discontinui (tipicamente chiodature). Ciò richiede però la padronanza di talune problematiche specifiche, legate alle modalità d’installazione, alla meccanica del danno indotto dalla chiodatura, alla compatibilità elettro-chimica e termo-elastica ed all’utilizzo in casi particolari (pannelli sandwich). Questi aspetti verranno trattati nel presente capitolo; è sottointeso che, per quanto attiene agli aspetti generali delle giunzioni discontinue, vale la trattazione riportata nel Cap.17.

45.1 Giunzioni meccaniche dei compositi ’aspetto forse più caratteristico delle giunzioni meccaniche dei compositi consiste nel fatto che

l’eventuale cedimento avviene molto dopo che il laminato ha cessato di comportarsi come il materiale omogeneamente ortotropo con cui è modellato. Mentre sia le fibre che la matrice si comportano in maniera essenzialmente lineare fino alla rottura, le microcricche e le delaminazioni che si generano attorno alla sede dei chiodi inducono una forte ri-distribuzione interna dei carichi, che porta ad un comportamento globalmente non lineare della giunzione. A livello microscopico, tali danneggiamenti provocano una maggior cedevolezza attorno al foro, che però non ha niente a che fare con la plasticizzazione che si ritrova nelle lamiere metalliche chiodate. Viceversa, a livello macroscopico, si notano rilevanti somiglianze tra il comportamento di strutture metalliche e di composito chiodate:

• gli sforzi residui dovuti ad una lavorazione di cold-working migliorano la vita a fatica della giunzione fra lamiere metalliche, così come l’aumento di cedevolezza dovuto ai micro-danni aumenta la resistenza statica di una giunzione fra laminati in materiale composito;

U L

G. Sala, L. Di Landro, A. Airoldi, P. Bettini 1 Dipartimento di Ingegneria Aerospaziale – Politecnico di Milano

TECNOLOGIE E MATERIALI AEROSPAZIALI – Ver. 01 CAP. 45 - �TECNICHE DI GIUNZIONE DISCONTINUA DEI MATERIALI COMPOSITI


• in entrambi i casi l’efficienza della giunzione è legata alla possibilità di mantenere il più basso possibile lo sforzo di bearing 1;

• l’applicazione di sovra-sollecitazioni all’inizio della vita a fatica di una struttura aeronautica metallica chiodata ne rallenta la velocità di danneggiamento (grazie all’estensione della zona plastica all’apice della cricca); dualmente, l’applicazione preliminare di carichi di fatica ad una struttura in composito chiodata ne aumenterebbe la resistenza statica in maniera rilevante.

In generale, l’efficienza statica e a fatica delle strutture in composito chiodate dipende dalle modalità di danno e cedimento del materiale in corrispondenza dei fori, le quali, in ultima analisi, dipendono a loro volta dalla morfologia e dal valore della concentrazione di sforzo. Onde ottenere la massima efficienza strutturale di una giunzione in composito chiodata, ciascun elemento deve essere sollecitato dalla corretta aliquota di carico. Poiché i compositi cedono per valori di deformazione molto ridotti, tale ripartizione di carico è incompatibile con accoppiamenti con gioco tra gambo e foro. D’altra parte, anche gli accoppiamenti con interferenza portano ad inconvenienti dovuti al bearing. Per risolvere tale dilemma sono stati proposti elementi di giunzione dotati di una boccola esterna con gioco, la quale viene espansa in modo da garantire il corretto accoppiamento una volta che il chiodo viene installato (Figura 45.1).

Figura 45.1 - Esempio di giunzione, tramite ribattino, prima e dopo l’operazione di formatura della controtesta, che sfrutta l’utilizzo di una boccola esterna con gioco.

Problemi dello stesso tipo derivano dall’utilizzo di chiodi a testa svasata, la cui inclinazione dovuta a bassi carichi induce eccessive sollecitazioni di bearing sulla parete della sede fresata (Figura 45.2). Per limitare gli effetti, lo spessore del laminato esterno deve essere almeno doppio dell’altezza della testa. I chiodi a testa svasata sono perciò inadatti alla giunzione di laminati sottili. Per questo motivo, le


1 Lo sforzo di bearing (chiamato talvolta impropriamente pressione specifica) è lo sforzo di compressione che il gambo e la sede del chiodo si scambiano vicendevolmente in corrispondenza della superficie di contatto quando la giunzione è sollecitata.

chiodature delle superfici mobili prossime alla fessura (Figura 45.3) sono realizzate con chiodi a testa sporgente: gli effetti aerodinamici sono trascurabili ed i laminati sottili sono preservati dai danni da bearing.

Figura 45.2 - Problemi di eccessive sollecitazioni a bearing per chiodi a testa svasata.

Figura 45.3 - Esempio di chiodatura delle superfici mobili con chiodi a testa sporgente.

Il giusto compromesso progettuale tra le deformazioni presenti nella sezione e gli sforzi di bearing si trova grazie a diagrammi del tipo di quello riportato in Figura 45.4, valido per giunzioni tra compositi in fibra di carbonio mediamente sollecitati (centine-rivestimento e longheroni-rivestimento). In definitiva, si può affermare che, per i laminati sottili, le giunzioni incollate sono da preferirsi a quelle chiodate, potendo esse avere resistenza maggiore dei pannelli giuntati (non vanno per altro trascurati i problemi di durabilità ambientale). Nel caso di laminati spessi fortemente sollecitati possono essere adottate giunzioni chiodate oppure giunzioni incollate (a bisello o stepped). Queste ultime costituiscono un anello debole della struttura, in quanto portano o al cedimento adesivo/coesivo dello strato di incollaggio, oppure al cedimento interlaminare dei laminati spessi. D’altra parte, le giunzioni chiodate non possono mai avere una resistenza pari a quella dei pannelli giuntati: in conclusione, un buon progetto può ambire a realizzare giunzioni con efficienza strutturale prossima al 50%.



Figura 45.4 - Diagramma delle deformazioni ammissibili in funzione dello sforzo di bearing.

La necessità di trovare un compromesso tra bassa densità, elevata resistenza e sufficiente compatibilità elettrochimica ha ristretto il campo dei materiali adatti alla realizzazione di rivetti/ribattini/viti per strutture in composito in fibra di carbonio a pochi tipi di lega, le cui caratteristiche sono riportate nella Tabella 45.1:

Tabella 45.1 - Caratteristiche meccaniche dei materiali impiegati nei rivetti/ribattini/viti per strutture aeronautiche.

MATERIALE σamm [MPa] τamm [MPa] Ti-6Al-4V 1100 660

A-286 incrudito 1400 760 Inconel 718 1500 860


La Figura 45.5 mostra un tipico ribattino in lega di titanio e testa cilindrica, mentre in Figura 45.6 è riportato un bullone hi-loc con gambo in A-286.

Figura 45.5 - Esempio di un ribattino tipico realizzato in lega di titanio.

Per quanto riguarda la forma della testa, la sensibilità dei compositi nei confronti dei carichi di bearing ha spinto all’adozione di forme che possano massimizzare la superficie di bearing, così da minimizzarne gli

sforzi: di solito vengono adottate teste svasate con apertura di 130°, ma solo per la chiodatura di laminati di piccolo spessore. Per laminati di grande spessore è invece preferibile ai fini della minimizzazione degli sforzi di bearing la testa svasata con apertura di 100°, come mostrato in Figura 45.7.

Figura 45.6 - Bullone hi-loc con gambo in A-286.

Figura 45.7 - Diagramma per la scelta dello spessore del laminato in funzione del diametro del rivetto a testa svasata.

L’adozione dei compositi nelle strutture aerospaziali va progressivamente espandendosi, mentre l’uso di rivetti e ribattini va riducendosi, grazie alla capacità dei compositi di realizzare componenti grandi ed integrati, riducendo così i costi di assemblaggio. Questi ultimi possono essere ulteriormente ridotti adottando rivetti ciechi, i quali consentono l’installazione con singola accessibilità (one-side, one-man) e sono altresì adatti all’installazione robotizzata. I rivetti ciechi adatti alle strutture in composito devono però avere caratteristiche peculiari rispetto a quelli adatti per strutture metalliche, più di quanto non accada per i ribattini convenzionali. Tali caratteristiche peculiari consistono principalmente:



• nel limitare l’espansione del gambo durante la formazione della contro-testa, per evitare il generarsi di delaminazioni;

• nel creare una controtesta avente un’impronta la più ampia possibile, in modo da limitare la pressione esercitata sulla faccia del laminato.

A tal proposito, la Figura 45.8 a,b mette a confronto due tipi di rivetto, adatti rispettivamente alla chiodatura di lamiere metalliche e di laminati in materiale composito, mentre le Figura 45.9Figura 45.10 mostrano un rivetto in lega di alluminio di concezione tradizionale ed un rivetto in lega di titanio, che massimizza l’impronta della contro-testa grazie alla particolare lavorazione laser del gambo. Così come i rivetti a singola accessibilità devono essere peculiari per i materiali compositi, anche i sistemi per il loro assemblaggio temporaneo (imbastitori) prima della chiodatura vera e propria devono essere specifici, ed in grado di applicare forze rilevanti (fino a 150 kg) senza danneggiare la superficie dei laminati e la sede dei rivetti. La Figura 45.11 mette a confronto due tipi di imbastitore, adatti rispettivamente a strutture in composito e metalliche.

(a) (b)

Figura 45.8 - Confronto di tipologie di rivetti. (a) Per unioni di lamiere metalliche (b) Per collegamenti di laminati in materiale compositi.

Figura 45.9 – Rivetto in lega di alluminio di concezione tradizionale.

Figura 45.10 – Rivetto in lega di titanio che massimizza l’impronta della controtesta.

Figura 45.11 - Tipologie di imbastitori. (a) Per strutture in materiali metallici (b) Per strutture in materiali compositi.

45.2 Concentrazioni di sforzo e concentrazioni di sforzo possono venir valutate accuratamente tramite analisi ad elementi finiti, in

grado di tener conto anche di fenomeni non lineari legati alle pressioni di contatto e all’attrito superficiale. A livello di progetto preliminare, si adottano invece approcci che identificano una distanza caratteristica, dal foro, oltre la quale il materiale viene considerato elastico lineare isotropo§, mentre all’interno della quale devono essere applicate delle correzioni di tipo semi-empirico per tenere conto:

• della non linearità indotta dai micro-danni; • del grado di ortotropia del materiale.

Le correzioni possono essere riunite in un unico fattore, a patto che la posizione e il tipo di danno non cambino. I diversi modi di cedimento sono mostrati in Figura 45.12. I cedimenti per bearing e per trazione nella sezione del foro richiede analisi separate; il comportamento a compressione non è influenzato dal foro in maniera rilevante, grazie al contributo fornito dal chiodo; il cedimento per taglio è tanto più probabile tanto più è elevato il grado di ortotropia: tale debolezza non può essere compensata aumentando la distanza dal bordo. Ponendo d il diametro del foro, w la larghezza del laminato e considerando il materiale elastico lineare isotropo§, la concentrazione di sforzo Kte rispetto allo sforzo medio agente nella sezione del foro vale:

Kte = w/d + 1 – 1,5[(w/d – 1)/(w/d + 1)] se il foro è caricato, e:

Kte = 2 + (1 - d/w)3

L




se il foro non è caricato. Il base a tali espressioni, un laminato di materiale perfettamente elasto-fragile, sollecitato da un chiodo posto nel piano di mezzeria, con rapporto ottimo w/d = 2,5, avrebbe una resistenza del 21% rispetto ad un laminato non forato.

Figura 45.12 - Modalità di cedimento di una generica giunzione realizzata in materiale composito.


In realtà, i compositi non si comportano (Figura 45.13) come materiali perfettamente elasto-fragili, ma la concentrazione di sforzo viene fortemente ridotta.

Figura 45.13 - Efficienza della giunzione, parametrizzata rispetto al materiale, in funzione del rapporto tra il diametro del bullone e la larghezza del laminato.

La Figura 45.14 confronta i valori teorici Kte di concentrazione con quelli reali Ktc calcolati per mezzo dell’espressione:

Ktc = σrott(w – d)t/P essendo:

σrott = sforzo di rottura del composito integro t = spessore del laminato P = carico di rottura del laminato forato

Lo smorzamento (non lineare) della concentrazione è proporzionale all’entità della concentrazione calcolata per il materiale perfettamente elasto-fragile, cosicché l’effettiva concentrazione di sforzo per il foro caricato e non caricato, può essere espressa come:

Ktc = 1 + C(Kte – 1) essendo C il fattore di correzione, che varia in funzione sia del grado di ortotropia, che del diametro del foro: - C = 0 completo smorzamento (materiale duttile) - C = 1 nessun smorzamento (materiale fragile). Per fori di diametro 6.35mm, risulta:

C = (% di lamine a 0°)/100 Tale espressione perde di validità per laminazioni che cedono per taglio e per elevati rapporti di w/d, che danno luogo a cedimenti per bearing. Tenendo conto dello smorzamento, il valore ottimo del rapporto w/d vale 3 per fori di diametro 6,35mm, è leggermente superiore per diametri minori, inferiore per diametri maggiori. In ogni caso, la limitata efficienza strutturale delle giunzioni tra pannelli in composito effettuate con una sola linea di chiodatura non le rende competitive (sulla base del peso) con le equivalenti strutture in lega d’alluminio; infatti l’aumento del grado di ortotropia aumenta l’efficienza strutturale dei pannelli, ma anche le concentrazioni di sforzo nelle giunzioni; la riduzione del grado di ortotropia migliora il comportamento delle giunzioni, ma rende meno efficienti i pannelli. Una soluzione conveniente per aumentare l’efficienza delle strutture in composito chiodate consiste nell’aumentare il numero delle linee di chiodatura. In questo caso assume importanza decisiva l’interazione tra il carico di bearing ed il carico di by-pass (definiti in Figura 45.15):

σnetKtc + σbrgKtb < Frott dove:

σnet = sforzo di rottura a trazione del materiale σbrg = sforzo di rottura a bearing del materiale Frott = carico di rottura della giunzione

Come mostrato in Figura 45.16, per migliorare l’efficienza della giunzione, è necessario

• rastremare lo spessore dei laminati; • ridurre il diametro dei chiodi.

La resistenza massima ottenibile è pari a circa il 50% della resistenza dei laminati, senza però che essa mostri una rilevante sensibilità dal loro grado di ortotropia.

TECNOLOGIE E MATERIALI AEROSPAZIALI – Ver. 01


CAP. 45 - TECNICHE DI GIUNZIONE DISCONTINUA DEI MATERIALI COMPOSITI

Figura 45.14 - Diagramma del coefficiente di concentrazione degli sforzi Ktc in funzione del fattore di concentrazione degli sforzi teorico Kte


Figura 45.15 - Diagramma del carico di bearing, parametrizzato rispetto al rapporto d/w, in funzione del carico di by-pass.

In generale, al fine di aumentare l’efficienza di una giunzione chiodata tra pannelli in composito, ovvero

per aumentarne la resistenza fino a parificarla con quella dei pannelli giuntati (la giunzione non dovrebbe costituire l’anello debole della struttura), si possono mettere in atto le seguenti strategie:

• aumentare localmente lo spessore del pannello nella zona di giunzione, in modo da diminuire sia lo sforzo di bearing che quello nella sezione netta. A parte l’ovvio aggravio di peso, la soluzione aumenta la complessità della fase di laminazione e talvolta risulta infattibile a causa di problemi aerodinamici o d’ingombro;

• modificare localmente la stratificazione (senza aumentarne lo spessore) per ridurre il grado di ortotropia del laminato. Anche questa soluzione complica la fase di laminazione, riduce la continuità del rinforzo e la sua capacità di trasferimento del carico dalla zona di giunzione ai pannelli;

• adottare la tecnica delle softening strips. Lo stato di sforzo attorno a un foro di un pannello in composito è mostrato in Figura 45.17 a sinistra nel caso di materiale intatto, a destra in caso di



materiale delaminato. Lo smorzamento della concentrazione di sforzo è di per sé positivo, ma deriva comunque da un danneggiamento del materiale (da evitarsi). La Figura 45.18 confronta invece la distribuzione degli sforzi attorno al medesimo foro, a sinistra nel caso di materiale integro, a destra nel caso in cui (solo nella zona di chiodatura) alcune lamine sono sostituite da strisce di materiale più cedevole (ad esempio il CFRP è sostituito da GFRP): sono queste appunto le softening strips. Non si verificano danneggiamenti del materiale, che si comporta sempre in modo elastico. La distribuzione degli sforzi non è più continua, bensì seghettata, con picchi derivanti dalla concentrazione ridotti rispetto alla situazione originaria e ben inferiori al livello di rottura.

Figura 45.16 - Accorgimenti per migliorare l’efficienza della giunzione.

I danneggiamenti attorno ai fori possono essere dovuti alle concentrazioni di sforzo, ma anche essere prodotti durante l’operazione tecnologica di foratura. Dal punto di vista delle operazioni di foratura, alesatura, fresatura, i compositi con fibre di carbonio presentano le seguenti peculiarità:

• tollerano alte velocità di taglio; • necessitano di utensili in carburi o diamante; • le fibre si tranciano in maniera netta, senza

grippaggio dell’utensile; • presentano problemi di dislocazione delle fibre

e di delaminazione interlaminare; • le lavorazioni provocano polverosità; • i fluidi lubrificanti e refrigeranti sono di scarsa

utilità. I problemi maggiori di dislocazione delle fibre sono tipici delle forature di pannelli di unidirezionali, specie

sulla faccia di uscita dell’utensile; per ovviare a questo inconveniente, le strategie consistono in:

• prevedere uno strato in tessuto sulla superficie esterna di uscita dell’utensile;

• utilizzare piastre di supporto in materiale sacrificale al lato di uscita dell’utensile.

Figura 45.17 - Andamento dello stato di sforzo attorno ad un foro in un collegamento tra laminati realizzati in materiale composito. A Sx.: materiale intatto A Dx.: materiale delaminato

Figura 45.18 - Distribuzione dello stato di sforzo attorno un foro di un laminato composito. A destra: presenza di strisce di materiale più cedevole. A sinistra: materiale integro.




Oltre a questi problemi di tipo tecnologico, vanno considerati anche gli aspetti legati alle dimensioni, alle tolleranze ed alla ammissibilità difettologica. Tradizionalmente, onde evitare delaminazioni al momento dell’installazione del chiodo, i fori nelle strutture in composito devono prevedere uno gioco. Poiché la tolleranza ammessa è di circa 0,075mm, le dimensioni dei fori sono in genere da 0,025 a 0,10mm maggiori rispetto al massimo diametro del gambo del chiodo. Le prove sperimentali hanno dimostrato che la vita a fatica dipende dalle dimensioni del foro più che dal suo grado di finitura. Dal punto di vista dell’ammissibilità difettologica, di solito si ammette che fino ad una distanza di 0,75mm dal bordo del foro possano presentarsi anomalie, quali dislocazione delle fibre, delaminazioni interlaminari, erosioni della resina, in quanto è stato dimostrato che esse non influenzano in maniera rilevante le prestazioni della giunzione.


(a)

(b)

Figura 45.19 - Superfici finali di un foro a seguito di una operazione di estrazione dell’utensile. (a) Senza piastra di supporto (b) Con piastra di supporto.

Nella (a)

(b) Figura 45.19a,b sono mostrate le superfici di uscita dell’utensile per una foratura da 4,8mm, rispettivamente senza e con piastra di supporto: nonostante evidenti dislocazioni delle fibre, il provino di (a)

(b) Figura 45.19a non ha una vita a fatica apprezzabilmente inferiore a quello di (a)




(b) Figura 45.19b, proprio perché la vita a fatica non dipende tanto da questo tipo di difetto, quanto piuttosto dalle delaminazioni dovute all’azione dell’utensile. La Figura 45.20 mostra la micro-fotografia delle delaminazioni presenti sulla superficie interna di un foro, mentre la Figura 45.21 dimostra come l’estensione di tali delaminazioni cresca con l’accumulo del numero di cicli a fatica (problema del multi-site-damage nel caso -frequente- di fori adiacenti per una fila di chiodi).

Figura 45.20 - Micro-fotografia delle delaminazioni presenti sulla superficie interna di un foro.

Figura 45.21 - Estensione delle delaminazione a seguito di un carico ciclico. Sx.: numero di cicli contenuto Dx.:

gli utensili (la Figura

elevato numero di cicli.

Per ridurre al massimo la generazione di difetti, siano essi dislocazioni di fibre o delaminazioni interlaminari, devono essere scelti con cura 45.22 mostra la forma di un tipico utensile adatto alla foratura dei compositi in fibra di carbonio) e le metodologie, a seconda del tipo e dell’organizzazione (nastro/tessuto) delle fibre, della sequenza di laminazione e della natura della matrice.

Figura 45.22 - Tipico utensile adatto all’operazione di foratura dei compositi in fibra di carbonio.

producano danni sulla perficie di uscita. La massima profondità di foratura è di

100mm e l’esecuzione di un pre-foro pilota è sempre gono utilizzati fluidi di

50 svasature);

• il controllo della profondità di svasatura (che dipende anche dall’affilatura dell’utensile).

- tessuto di carbonio/epossidica: l’operazione è meno critica della precedente, in quanto non si verificano dislocazioni delle fibre all’uscita; in generale, valgono le medesime raccomandazioni; - carbonio/resina termoplastica: esiste il pericolo di fusioni localizzate dovute all’aumento di temperatura; per evitare questo inconveniente, le velocità di taglio devono essere limitate a 2.000-3.000 giri al minuto; - carbonio/epossidica con substrato metallico: gli utensili

Nel seguito vengono presentati a titolo esemplificativo alcuni casi caratteristici: - nastro di carbonio/epossidica: è il caso più critico. A causa dell’abrasività delle fibre, gli utensili devono essere in carburo o diamante policristallino: in questo caso possono essere realizzati 100-200 fori prima della raffilatura; invece, utilizzando utensili in acciaio rapido la raffilatura deve essere effettuata dopo 40-50 fori. La velocità di taglio deve essere di 18.000/20.000 giri al minuto e la velocità di alimentazione deve essere la più grande possibile senza che sisu

consigliata. In genere non venforasonodepr

tura, se non per abbattere la polverosità. A questo fine però preferibili sistemi di captazione e filtraggio a essione. È consigliabile effettuare una svasatura del

foro: in questo caso sono di importanza cruciale: • la raffilatura dell’utensile (al massimo dopo

adatti a forare i compositi (cfr. Figura 45.22) non sono adatti a forare i metalli. Le velocità alimentazione er i compositi (20.000 giri/minuto) sono molto diverse da que er l’a e intrinsecam che evita la dislocazione

p

lle dei metalli (300 giri/minuto per il titanio, 2000 plluminio). Per altro, il substrato metallico costituisc

ente un supporto



delle fibre. Il miglior compromesso è costituito da un utensile (velocità di rotazione 300-2000 giri/minuto) a taglienti multipli in carburo, capace di creare truciolo e di estrarlo dalla superficie. Questo meccanismo è accettabile se vengono forati assieme alluminio e composito, in quanto i trucioli di alluminio non provocano erosione del composito. Se vengono forati titanio e composito, i trucioli di titanio possono danneggiare il composito: allora si realizza un foro sotto-dimensionato, che poi viene alesato per portarlo al diametro corretto. Quando l’accoppiamento del chiodo con il foro nel substrato metallico deve essere realizzato con interferenza per problemi di fatica, allora si realizza il foro di diametro corretto sia nel metallo che nel composito; quest’ultimo viene poi alesato ad un diametro superiore per evitare l’interferenza; - carbonio-aramidico/epossidica: le fibre aramidiche sono tenaci, quindi manifestano rotture tenaci, non nette, ma sfilacciate, a meno che gli strati aramidici siano interni ad una laminazione in carbonio, oppure vengano protetti superficialmente da un tessuto in fibra di vetro di basso spessore (style 120). In questi casi, la foratura può essere effettata con gli utensili in carburo adatti alla fibra di carbonio (cfr. Figura 45.22), ma con velocità di taglio inferiori (2.000 giri/minuto). Invece, quando le lamine aramidiche sono superficiali, devono essere utilizzati utensili di forma particolare (fishtail) descritti nel Cap.43 sulle lavorazioni dei compositi.

45.3 Gioco/interferenza er evitare l’inclinazione del gambo del rivetto sotto carico e la conseguente nascita di sforzi di bearing

concentrati (Figura 45.23), l’accoppiamento gambo/foro dovrebbe essere libero senza né interferenza né gioco lungo tutto il gambo: condizione però impraticabile.


Figura 45.23 - Rappresentazione schematica degli effetti, a seguito dell’inclinazione del gambo del rivetto, in caso di accoppiamento non neutro.

Durante gli ultimi anni, i produttori di rivetti, assieme con i costruttori di velivoli, hanno sviluppato metodi in grado di dar luogo ad accoppiamenti con interferenza senza interferire negativamente con la resistenza del giunto, sebbene un tale vantaggio debba essere valutato alla luce degli aggravi ponderali ed economici. Nelle strutture in alluminio, gli elementi di giunzione sono frequentemente installati con accoppiamenti transitori, ove, a causa della sovrapposizione delle tolleranze, il diametro del rivetto può essere maggiore del diametro del foro di alcuni punti percentuali. Il rivetto viene installato/pressato nella sua sede tramite rivettatrici con interferenze che possono raggiungere gli 0,07-0,08mm. Nelle strutture metalliche, tale interferenza non solo impedisce qualsiasi movimento e “presa di gioco”, ma gli sforzi circonferenziali che si generano riducono l’ampiezza degli sforzi ciclici di trazione in vicinanza del foro e ne incrementano la vita a fatica. Al contrario, nelle strutture in composito, l’installazione di un rivetto con una simile interferenza produce elevati carichi di taglio traverso sulle lamine, flettendole al di fuori del loro piano e danneggiando la matrice (Figura 45.24a,b): è sufficiente un’interferenza di 0,018 mm per provocare danni rilevanti. Poiché le lamine in composito sono in grado di sopportare molto meglio le sollecitazioni di compressione, l’espansione controllata di una boccola, che rimane in contatto statico con il composito (cfr. Figura 45.24c,d) può invece generare livelli di interferenza di 0,15-0,16mm senza produrre danni al materiale. Ad ogni modo, al contrario di quanto accade nelle strutture metalliche, una forte interferenza non porta sensibili benefici alle strutture in composito: la condizione ideale è quella di un accoppiamento neutro, senza né gioco, né interferenza. L’interferenza è solo utile per “assorbire” le tolleranze del rivetto e del foro, cosicché il valore limite dell’interferenza ha il solo scopo di eliminare l’accumulazione totale delle tolleranze al fine di o com o neu

e del carico sui rivetti;

consentire sempre almeno l’accoppiamento neutre minimo. I maggiori vantaggi dell’accoppiament

tro/con interferenza risiedono in: • minor deformazione del giunto; • equiripartizion• riduzione della cedevolezza relativa dei rivetti,

responsabile di elevati e concentrati carichi di bearing;

• riduzione/ritardo del degrado per rifollamento2 del foro, che può diventare eccessivo.

Un vantaggio derivante dall’accoppiamento neutro/con interferenza si manifesta nella protezione dal fulmine, intrinsecamente garantita dal contatto (e quindi dalla conduzione elettrica) tra rivetto e materiale circostante. Le strutture in composito maggiori (ali ed impennaggi) dovrebbero prevedere una certa percentuale di rivetti

2 Il rifollamento è il danneggiamento che provoca l’ovalizzazione del foro in conseguenza di sforzi di bearing superiori alla resistenza a compressione del materiale.

P



installati ad interferenza (tramite il metodo illustrato precedentemente) per bloccare la struttura ed impedire micro-movimenti, prese di gioco e vibrazioni, le quali sarebbero invece possibili nel caso tutti i rivetti fossero installati con gioco. Inoltre la loro posizione potrebbe essere scelta opportunamente per garantire la continuità elettrica e la protezione dal fulmine.


Figura 45.24 - Installazione di un rivetto in laminati compositi (a) Rivetto prima dell’inserimento (b) Effetto dell’interferenza foro/gambo sulle lamine (carichi di taglio) (c) e (d) Effetto di compressione sulle lamine a seguito dell’applicazione di una boccola con espansione controllata.

45.4 Serraggio a resistenza a bearing (pressione esercitata dal gambo del chiodo sulla superficie del foro) di un

lam lla pre a forza di serraggio (clamp-up) agente

inato in composito è fortemente influenzata dasenza di un 3

attraverso lo spessore, come mostrato in Figura 45.25. Si evidenzia un rapporto prossimo a 2 : 1 tra la resistenza a bearing nel caso pin-loaded (nessun serraggio) ed il caso finger-tight (semplice serraggio manuale), nel quale l’azione della testa e del dado impedisce alle lamine esterne del composito, danneggiate/delaminate, di sottrarsi al carico instabilizzandosi (Figura 45.26). Poiché questa circostanza è generalmente verificata, il progetto della giunzione presuppone tale livello di resistenza. Al 3 Il serraggio deriva dall’azione esercitata tra testa e contro-testa nel caso di ribattini e rivetti a strappo, oppure tra la testa della vite ed il dado nel caso di collegamenti bullonati.

contrario, non si considerano i livelli di resistenza ancor maggiori, potenzialmente ottenibili tramite l’ulteriore serraggio del bullone, perché sarebbe difficile individuare (in una giunzione complessa) il singolo bullone serrato insufficientemente, responsabile della ridotta resistenza statica complessiva del giunto. Per altro, in una struttura metallica, la riduzione del serraggio porterebbe alla riduzione della sola resistenza a fatica, senza degrado della resistenza statica. In ogni caso, il miglioramento della resistenza a bearing dei laminati in composito derivante dall’aumentato livello di serraggio spesso non può essere raggiunto in quanto il progetto è governato da criteri diversi, specie per elementi di giunzione di granddim

i ensioni.

Figura 45.25 - Diagramma della resistenza a bearing in funzione della forza di serraggio.

Figura 45.26 - Instabilizzazione delle lamine nel caso di

L finger-tight.

La forza di serraggio deve comunque essere distribuita u di u a pre ne del di adeguate rondelle sotto la testa e la contro-testa (o il dado)

sna superficie sufficientemente ampia, in modo che l

ssione non superi gli sforzi ammissibili a compressio composito. Questo può essere garantito dall’uso

degli elementi di giunzione. Un forte serraggio impedisce l’inclinazione del chiodo sotto carico statico e ritarda lo scorrimento tra le parti giuntate e la presa di gioco in caso di sollecitazione a fatica alternata. Il generarsi di micro-movimenti dovuti ad un insufficiente livello di serraggio porta a fenomeni di riscaldamento localizzato per attrito, mostrati in Figura 45.27.




Figura 45.27 - Fenomeni di riscaldamento localizzato per attrito imputabili ad un insufficiente livello di serraggio.

Essa mette a confronto il comportamento di due diversi tipi di giunzione: l’una realizzata con rivetti a strappo Cherry-Buck (basso serraggio scorrimento

riscaldamento per attrito), l’altra con un bullone Hy-Lock (elevato serraggio limitato scorrimento e riscaldamento per attrito). In casi estremi, per taluni materiali compositi a matrice polimerica termoplastica, il riscaldamento può portare a temperature tali da pro a, vocare una fusione localizzata della fase resincom ta l’aspetto

nte al foro prima/dopo la il conseguente riscaldamento e

e mostrato in Figura 45.28, che confrondel materiale adiace

citazione a fatica,sollefusione.

Figura 45.28 - e ad un foro prim o/fusione a seguito di una s

Ai fini dell’integrità l pericolo maggiore deriva però dalla pos a di gioco tra le due parti colleg rraggio. A

Aspetto del materiale adiacenta/dopo un fenomeno di riscaldament

ollecitazione a fatica.

del , isibilità di pres

giunto

ate a causa dell’insufficiente sequesto proposit confronta il comportamento carico/scarico completo) di due tipi di giunzione, la prima realizzata con bullo rivetti a strappo (basso s so si evidenzia:

) trascurabile incremento dell’area contenuta nel ciclo

ioramento); 2) il valore

o, la Figura 45.29static o dio (cicl

ni (elevato serraggio), l’altra con erraggio). Nel primo ca

1

di carico/scarico, indice di limitati meccanismi dissipativi per attrito; 2) un ridotto tratto orizzontale della curva, sintomo di un limitato scorrimento all’inversione del carico, ovvero di presa di gioco. Nel secondo caso: 1) l’area contenuta nel ciclo di isteresi va aumentando all’aumentare del numero di cicli a fatica (fenomeno instabile di riscaldamento e deterdello scorrimento all’inversione del carico diventa sempre più rilevante e prodromico di battimenti e vibrazioni.

Figura 45.29 - Confronto del comportamento statico, ciclo di carico/scarico, di due tipi di giunzione.

45.5 Corrosione

dei potenziali elettrochimici, riportata in Tabella 45.2:

iche comunemente utilizzate in strutture aerospaziali.

DO (più

materiali compositi con fibra di carbonio presentano un particolare problema di assemblaggio con le strutture

metalliche, in quanto il carbonio e le leghe metalliche comunemente utilizzate nelle costruzioni aerospaziali si trovano agli estremi della scala

Tabella 45.2 - Classifica dei potenziali elettrochimici per le leghe metall

ANO attivo) magnesio e leghe di ma sio gne

Zinco erie 700 lclad 7000 della se 000

io della se 000 e Alcla mio della s 0

hisa e acciaio Piombo

zi e ottoni Rame

leghe di alluminio della snio

0 e A leghe di allumi rie 5leghe di allumin rie 7

alluminio puro d 2000Cadinioleghe di allum

erro, gerie 20 0

f

Cromo bron

acciai inossidabili e leghe refrattarie titanio e leghe di titanio

Argento nickel e leghe di nickel

Oro compositi polimerici con fibra di carbonio

CATODO (meno attivo)

I




una guida per la selezione dei ica, ma non si

a e e

ogni

ne termica simili; in Tabella 45.3 si confrontano alcuni di tali valori:

riali comunemente adottati nelle costruzioni

MATE

efficie sione ermica m°C]

tudi ersale

Per questo motivo in presenza dell’umidità atmosferica o di un qualsiasi altro elettrolita, si può creare una cella galvanica tra il carbonio ed il metallo con cui esso viene in contatto. Il carbonio, che si trova all’estremità catodica della scala delle elettronegatività, si comporta come un metallo nobile: non si corrode ed accelera la corrosione dei meno nobili metalli adiacenti. Come si evince dalla tabella, esiste una differenza di potenziale elettrochimico molto più alta tra il carbonio e l’alluminio (o l’acciaio) che tra il carbonio e il titanio (o l’acciaio inossidabile). Inoltre alcuni tipi di leghe d’alluminio e le leghe placcate (Alclad) possiedono un potenziale elettrochimico superiore alle altre. La tabella può costituiremateriali rispetto alla corrosione galvandevono dimenticare altri fattori che influenzano lgravità del fenomeno, quali la velocità di corrosionlibera (ovvero non in contatto con altri materiali) e lcaratteristiche di polarizzazione dei metalli. Ad modo i giunti tra carbonio ed alluminio rappresentano potenzialmente un serio problema di corrosione. L’assemblaggio di questi materiali non è proibito (ad eccezione di zone ad alto rischio), ma richiede particolari accorgimenti. Dal punto di vista della corrosione galvanica, l’utilizzo di leghe di titanio, acciai inossidabili e compositi in fibra di carbonio al posto delle leghe di alluminio, quando possibile, è comunque grandemente preferibile. Un’ulteriore considerazione va fatta nei riguardi della compatibilità termoelastica dei materiali adiacenti: in ogni giunzione ibrida si dovrebbero infatti combinare materiali con coefficienti di dilatazio

Tabella 45.3 - Coefficienti di espansione termica per diversi mateaerospaziali.

CoRIALE t

nte di espan [10-6 mm/m

longi nale trasvcarbonio/epo 0,4 ,2 xy (uni. 0°) 29

Ca nio/e 3,4 4

10,8 leghe di titanio 10,1

acciaio inossidabile 18,0

rbo poxy (uni. 45°) 3,Carbonio/epoxy (tessuto) 2,7 4,0

vetro/epoxy (uni. 0°) 8,6 - vetro/epoxy (tessuto) 9,9 12,1

aramidica/epoxy (uni.0°) - 5,4 - aramidica/epoxy (tessuto) - 1,8 - 1,8

leghe di alluminio 23,4 Acciaio

i unto e di

lita (umidità).

La combinazione di compositi in fibra di carbonio e di leghe di alluminio comporta la maggior differenza possibile di coefficienti di dilatazione termica, la quale aumenta le sollecitazioni sugli elementi giunzione e

sui sigillanti ogniqualvolta il giunto subisce variazion4termiche durante il servizio . Il progetto di un gi

ibrido carbonio-metallo richiede perciò una soluziontrade-off tra il basso costo, la bassa densità, la facile lavorabilità e la grande disponibilità dell’alluminio e la maggior compatibilità termo-elastica delle leghe di titanio e degli acciai inox. La miglior compatibilità elettro-chimica e termo-elastica si ha, ovviamente, con il carbonio stesso: questo deve essere tenuto in conto al momento della selezione del materiale. I giunti chiodati o bullonati carbonio-carbonio possono comunque andare incontro a problemi di corrosione galvanica, a causa degli elementi di giunzione metallici, in contatto diretto con le due parti collegate in carbonio. In ogni caso devono essere messi in atto accorgimenti, quali:

• separare le superfici accoppiate; • rivestire/proteggere le superfici in composito; • rivestire/proteggere gli elementi di giunzione; • evitare l’ingresso dell’elettro

Nel caso delle giunzioni meccaniche, la considerazione di base attiene alla scelta degli elementi di giunzione: l’adozione di chiodi, viti, rondelle e dadi in alluminio non è mai raccomandabile nei giunti con compositi in fibra di carbonio. Anche gli elementi di giunzione cadmiati non devono mai essere utilizzati, poiché il rivestimento verrebbe velocemente corroso (cfr. tabella potenziali elettrochimici). I materiali raccomandati per i rivetti, ribattini e bulloni nelle giunzioni con parti in fibra di carbonio sono il titanio, le sue leghe e gli acciai inossidabili; esiste anche un ordine di preferenza della compatibilità col carbonio (cfr. Tabella 45.4):

Tabella 45.4 - Ordine di compatibilità dei materiali degli elementi di collegamento in una giunzione in composito (carbonio).

ORDINE MATERIALE COMPATIBILITA’ 1 titanio e sue leghe compatibile 2 MP-35N, Inco 600 compatibile 3 A-286, PH13 accettabile 4 Monel accettabile 5 acciai inox martensitici incompatibile

Anche utilizzando elementi di giunzione realizzati con materiali compatibili, è però necessario mettere in atto opportune procedure di sigillatura per proteggere il metallo all’interno del foro per il rivetto/ribattino. In particolare sono richieste:

• installazione “a umido” dei rivetti/ribattini;

4 Da notare che questo effetto si manifesta quando il giunto subisce una variazione uniforme di temperatura, a causa della differenza dei coefficienti di dilatazione termica dei materiali adiacenti. Un effetto dello stesso tipo si verifica anche per giunti realizzati con materiali omogenei, ma soggetti a variazioni differenziali di temperatura: nel caso di strutture aeronautiche, l’interno (+20 °C) e l’esterno (-55 °C) della cabina climatizzata di un velivolo che vola a 10.000 m di quota; nel caso dei veicoli spaziali, le parti esposte o schermate rispetto alla radiazione solare.




ioni

nodizzazione oltre ad essere elettricamente conduttivo. Infine, prima

il componente in alluminio o con un primer epossidico

o estendere la

3) l’isolamento dei bordi tagliati del laminato in

ento sono

patto

essenziali per la protezione nei riguardi della corrosione galvanica. Esistono procedure molto simili per il trattamento superficiale delle parti di giunzioni ibride carbonio-metallo realizzate in titanio o in acciaio inossidabile, ma in genere esse non sono necessarie.

45.6 Fulminazione a struttura di un velivolo in alluminio è estremamen

o n

composito con fibre di carbonio costituisce un conduttore e fibre di carbonio e la resina

brevi per non provocare

• uso di un sigillante tra le superfici accoppiate. L’installazione “a umido” comporta la deposizione di una goccia di sigillante attorno al gambo del rivetto o ribattino prima della sua installazione, in maniera da formare una barriera completa tra esso ed il materiale entro cui viene installato. L’efficacia di tale procedura garantisce la sopravvivenza pluriennale senza tracce di corrosione di elementi di giunzione in lega d’alluminio operanti in ambiente di nebbia salina (condizione tipica degli aeromobili imbarcati su portaerei). Per giunti carbonio-carbonio e utilizzando elementi di giunzione in materiali galvanicamente accettabili, l’installazione a umido dei rivetti e la sigillatura non sono necessarie, ma raccomandabili come precauzaggiuntive. Nel caso tipico di un giunto chiodato o bullonato tra elementi in lega d’alluminio ed in composito con fibra di carbonio, è fortemente raccomandato il seguente schema di isolamento e protezione:

1) il componente in alluminio deve essere trattato superficialmente per mezzo di una opportuna procedura di protezione contro la corrosione, (anodizzazione acida cromica o solforica). In alternativa può essere adottato un rivestimento protettivo di conversione (film chimico), che è però meno efficace dell’a

dell’assemblaggio,deve essere protetted un rivestimento poliuretanico; la superficie del componente in fibra di carbonio (in contatto con quello in alluminio) deve essere protetta per mezzo di una lamina superficiale in fibra di vetro o aramidica, co-polimerizzata con il laminato. Entrambi questi materiali sono elettro-chimicamente inerti; il loro utilizzo dà luogo ad un ulteriore materiale barriera (costituito principalmente dalla fase matrice) tra il carbonio e l’alluminio. Sebbene la lamina si mostri più efficace quando viene co-polimerizzata, può venir incollata anche in un secondo tempo, sotto forma di pre-preg o di tessuto secco impregnato a umido. Infine, l’applicazione di un primer epossidico e di un rivestimento poliuretanico sulla lamina esterna in fibra di vetro o aramidica non è mandatoria, ma fortemente raccomandata. La protezione superficiale del composito (inclusa la lamina in fibra di vetro o aramidica) deve estendersi per almeno 25mm oltre il bordo del giunto. In alcuni casi, si è rivelato necessari

2)

protezione di 100mm e oltre;

composito in prossimità di una parte metallica richiede particolare attenzione. I bordi tagliati sono galvanicamente molto attivi a causa della

presenza di fibre di carbonio prive del rivestimdi resina. Inoltre, poiché i bordi liberisensibili al danno da abrasione e da imdurante le fasi di manipolazione e di montaggio, lo strato di protezione galvanica deve essere particolarmente resistente. Il tipo più semplice di isolamento (primer + lacca) è il meno resistente tra le alternative, essendo fragile e sensibile agli impatti. Una soluzione più resistente e facile da applicare è costituita da un sigillante da stendere a pennello, tenace e abbastanza flessibile. In alcune applicazioni particolarmente critiche può essere necessario incollare una lamina di fibra di vetro lungo i bordi del laminato adiacenti alla giunzione.

Queste tecniche di protezione e finitura superficiale sono adatte ai dettagli costruttivi. In ogni caso, come indicato precedentemente, lo strato di sigillante tra le superfici accoppiate e l’installazione a umido dei rivetti, che forniscono una barriera sicura contro l’infiltrazione di umidità entro i fori, costituiscono degli accorgimenti generali

teconduttiva ed è perfettamente in grado di dissipare le

elevatissime correnti elettriche che conseguonall’ingresso del fulmine. Viceversa, una struttura i

ortotropo, in quanto lsidica sono rispetepos tivamente 1.000 volte e 10.000 volte

più resistive dell’alluminio5. Se il fulmine entra nella struttura attraverso un chiodo, la corrente deve essere dissipata per mezzo delle fibre ortogonali al foro. Il meccanismo più efficiente è dato dal contatto diretto tra la superficie del chiodo e le fibre di carbonio, in caso di accoppiamento con interferenza. Un fulmine può dar luogo a correnti fino a 100.000A, applicate per tempi molto brevi (0,05sec al massimo), ma che devono essere dissipate in tempi ugualmentedanni. Sono state sviluppate espressioni che mettono in relazione l’entità della corrente con l’area di contatto chiodo/composito, le quali consentono di prevedere se un dato chiodo è in grado di dissipare la corrente in tempi accettabili. In generale, a questo fine sono auspicabili:

• ampie teste svasate a contatto con sedi fresate; • accoppiamenti con interferenza gambo/foro;

5 Ciò significa che la conduttività elettrica del rivestimento in composito

L

carbonio/epossidica è 1.000 volte maggiore lungo la superficie e 10.000 volte maggiore attraverso lo spessore rispetto ad un equivalente rivestimento in lega d’alluminio.




ipo di rivestimento superficiale dei chiodi i

antisol t

• elevati valori di serraggio testa/contro-testa. Anche il tesercita una rilevante influenza: i rivestimenti fenolic

i-corrosivi (tipo NAS 4006), essendo elettricamente an i non sono raccomandati in caso di ingresso del

fulmin

o, la corrente ha evitato il chiodo ed ha tentato di dissiparsi attr o. Ne al r anti- stato

aterial 6 (va molt uire uc m a da tà

c tà ne s e

e. La Figura 45.30 mostra le conseguenze di corrente da fulminazuna ione di 100.000A,

rispettivamente su di un chiodo dotato e privo di un rivestimento anti-corrosivo. Nel primo cas

averso il materiale circostante, danneggiandoll secondo caso, il chiodo (non isolato d

ivestimento corrosivo) è danneggiato, mentre il m e è quasi indenne

o p tit sottolineato il

fatto che è iù facile sos n chiodo che p rriparare il omposito). Il miglior co romesso t

protezione lla corrosione, adesivi al primer eonduttivi elettrica da fulminazio i raggiung

tramite una fosfatazione o una passivazione della superficie del chiodo.

Figura 45.30 - Effetti di una corrente di fulminazione di 100000 A. (a) Chiodo senza rivestimento anti-corrosivo

45.7o i d (

atti v an ic io co fibdi ll ee ti an i C

r le sigillature a

(b) Chiodo con rivestimento anti-corrosivo.

Sigillatura uand gli element meccanici i giunzione quali rib

on materialini, rivetti e iti) colleg o parti real zzate

dissimili (po con meta

er esempi o leghe m

mpositi inetalliche) d

ra vono carboni

ssere u lizzati sigill ti protettiv o isolanti. iò è necessario per evitare i danni derivanti dalla corrosione galvanica. È opportuno che siano sigillati e protetti anche i raccordi ed i bordi delle giunzioni delle parti in fibra di carbonio esposte ad ambienti corrosivi. I materiali sigillanti usati per le giunzioni meccaniche dei compositi in fibra di carbonio sono gli stessi usati per le giunzioni di parti metalliche. Per le usuali temperature di funzionamento (cioè da –50 a +160 °C) possono essere usati i sigillanti in poli-solfuro. Essi sono disponibili in una grande varietà di tipologie, anche per le sigillature aerodinamiche, dei raccordi e dei serbatoi carburante, come pure pe

6 Le figure mettono in rilievo la sottile rete in rame, aggiunta superficialmente al laminato per aumentarne la conduttività elettrica (cfr. Cap.57 sui danni di origine ambientale).

bassa densità e bassa adesione degli assiemi smontabili. Per ciascuna di tali categorie esistono diverse tipologie:

• a lunga pot life oppure a reticolazione rapida; • a bassa viscosità per applicazioni a pennello o

spray oppure tissotropiche per applicazioni alla spatola o per estrusione.

Nella Tabella 45.5 essi sono differenziati secondo il tipo di applicazione e la specificazione militare.

Tabella 45.5 - Classificazione dei materiali sigillanti in funzione del’applicazione e della specificazione militare.

materiale applicazione Specificazionepoli-solfuro impieghi generali MIL-S-81733C poli-solfuro serbatoi carburante MIL-S-8802E poli-solfuro bassa adesione MIL-S-8748B poli-solfuro bassa adesione per serbatoi AMS 3267 poli-solfuro Alta temperatura (180 °C) MIL-S-83430°

Silicone Alta temperatura (205 °C) AMS 3373

Va notato che i poli-solfuri possono essere classificati secondo la loro massima temperatura di funzionamento continuativo, i cui valori raccomandati possono variare da 80 °C a 175 °C. Alcuni sigillanti sono formulati per resistere ai tipici cicli di reticolazione degli adesivi di 1-2 ore a 120-175 °C. Per temperature continuative di funzionamento superiori ai 90 °C è necessario scegliere sigillanti speciali in poli-solfuro, mentre per condizioni estreme (da – 60 °C a + 260 °C) devono essere adottati sigillanti siliconici. La Tabella 45.6 riassume le prestazioni ed i parametri di applicazione di alcuni dei sigillanti precedentemente elencati.

Tabella 45.6 - Prestazioni e parametri di applicazione di

Spe

alcuni sigillanti.

cifica Temperatura applicazione reticolazione formaMIL pasta -8802 -50/+120 °C 0,25-4 ore 24 ore amb.

MIL-81733

-50/+120 °C 0,25-4 ore 30 ore amb. pasta

MIL-83430

-50/+160 °C 0,50-1 ore 72 ore amb. pasta

TV-60 -60/+270 °C 0,50-1 ore 24 ore amb. pasta

I poli-solfuri elencati nelle tabelle precedenti in genere sono utilizzabili negli assemblaggi di parti in fibra di carbonio sia come protettivi/isolanti, sia come sigillanti delle superfici accoppiate e delle chiodature, anche in condizioni di reticolazione anaerobica (cioè in assenza di aria). È però necessario prendere un’importante precauzione: poiché alcuni tipi di questi sigillanti, specie quelli a bassa viscosità, contengono elevate percentuali di solvente, deve essere previsto un sufficiente tempo di evaporazione del solvente (almeno 15 minuti) prima di effettuare la giunzione o di installare l’elemento di giunzione. Le procedure di sigillatura degli assiemi in fibra di carbonio sono simili a quelle adottate per gli assiemi metallici, ad eccezione del trattamento superficiale delle parti in carbonio atto a promuovere l’adesione del sigillante. La metodologia consigliata consiste nella

Q



pulizia con un solvente seguita da una sabbiatura manuale. Ad ogni modo, la preparazione delle superfici per la sigillatura è meno critica rispetto all’incollaggio. Taluni sigillanti richiedono però l’utilizzo di speciali primers, la cui adozione e procedura di utilizzo sono di volta in volta specificate dal produttore. La Figura 45.31 mostra la tipiche configurazioni di una giunzione meccanica di parti in fibra di carbonio, nel caso di installazione permanente o disassemblabile. I metodi di applicazione del sigillante sono simili a quelli adottati per gli assiemi metallici: per estrusione, con spatola, pennello o spray, a seconda della viscosità o tissotropicità del prodotto. I sigillanti applicati per estrusione sono di solito forniti sotto forma di cartucce contenenti sia il sigillante che il catalizzatore, separati da una membrana. In teoria il sigillante può essere applicato su entrambe le superfici accosolito è raccomandabile l’applicazione s


ppiate, ma du di una sola, e l’uniformità olta interposta

i

in modo da limitare l’entità e controllardello spessore: a questo fine viene talvuna rete in fibra di vetro a maglie larghe, sebbene ciò possa dar luogo a trafilamenti lungo le fibre.

Figura 45.31 - Configurazioni tipiche di una giunzione

canica di parti in fibra di carbonio. Sx. Installazione

afilamento posito. A

icordare che ne di sigillante lungo tutti i zione tra parti in fibra di

er i giunti incollati che per quelli chiodati/bullonati. Tale cordone

ura interna tra le superfici

blaggi di parti in composito in fibra di no chiodature dotate di guarnizione di

tipo tto la testa di ogni rivetto/ribattino. In contemporaneo di sigillanti è vietato, in

bbero impedire il corretto hiodi nelle sedi. Poiché gli O-ring

ta tenuta nei riguardi dei

bonio-alluminio e preferire eri e propri. In alcuni casi tra le

guarnizione ere considerata

a nel caso di un sensibile alla corrosione (per nto carbonio-alluminio), un tale

sibili materiali riempitivi, trova larga applicazione

mecper

Il prob

manente Dx. Installazione diassemblabile.

lema maggiore nell’applicazione dei sigillanti su superfici accoppiate e nelle installazione dei chiodi risiede nel garantire il completo ricoprimento. Una volta eseguito l’assemblaggio è importante ispezionare tutti i bordi della giunzione e ciascun chiodo, onde verificare l’esistenza di un cordone continuo di materiale lungo i bordi ed attorno alle teste. L’interruzione di tale cordone è il sintomo di una sigillatura incompleta e della presenza di interstizi, i quali rappresentano un pericolo di corrosione, come pure un potenziale percorso di trdell’umidità entro l’assieme in materiale comquesto proposito è importante rl’applicazione di un cordobordi esposti di una giuncarbonio è altamente raccomandabile, sia p

costituisce infatti la sigillatura primaria, supportata e

coadiuvata poi dalla sigillataccoppiate. Spesso gli assemcarbonio prevedo

O-ring7 soquesto caso l’usoqua to essin potreposizionamento dei cnon garantiscono una perfettrafilamenti di umidità e di fluidi corrosivi, si deve evitare il loro utilizzo negli assemblaggi inclini alla corrosione, come quelli ibridi carl’adozione di sigillanti vsuperfici accoppiate viene interposta unapiana. Questa soluzione può essun’alternativa accettabile alla sigillatura, massieme estremamente esempio un accoppiameapproccio dovrebbe essere scelto solo nel caso siano soddisfatte le seguenti condizioni:

• materiale della guarnizione poco comprimibile; • elementi accoppiati molto rigidi; • superfici accoppiate complanari; • ridotto passo dei chiodi/bulloni.

Le prescrizioni relative alla sigillatura descritte sopra non sono obbligatorie per i compositi in fibra di vetro o poli-aramidica (Kevlar), a meno che non siano dettate dalla presenza dei componenti metallici. Normalmente la sigillatura è prescritta per gli assiemi in alluminio, ma non per quelli in titanio o acciaio inossidabile. Al contrario, i compositi rinforzati con fibre di boro presentano problemi di corrosione galvanica simili a quelli dei compositi con fibra di carbonio, a causa della presenza del nucleo in tungsteno.

45.8 Insertatura dei pannelli sandwich e costruzioni aerospaziali fanno ampio uso delle strutture sandwich, le quali, come mostrato nel Cap.

36, consistono in due pelli esterne incollate ad un riempitivo interno a bassa densità. Tra i molti tipi di posl’honeycomb (nido d’ape), costituito da celle esagonali con pareti perpendicolari alle pelli esterne. Il nido d’ape può essere realizzato con svariati materiali, quali leghe d’alluminio, acciai, leghe per alte temperature, legno, polimeri, schiume sintattiche e carta impregnata con resina. Nel campo aeronautico le strutture sandwich trovano applicazione in:

• pannelli del pavimento e del soffitto;

7 Gli O-ring sono guarnizioni costituite da un toro di forma circolare a sezione pure circolare solida o anulare, normalmente realizzate in materiale elastomerico.

L




e nella

• pannelli di rivestimento interno; • cambuse e toilette; • struttura e sportelli delle cappelliere; • superfici di controllo; • inversori di spinta; • diruttori; • spoilers; • radomes; • pale di rotore; • ordinate in pressione.

Le costruzioni spaziali adottano le strutture sandwich per:

• pannelli di capsule; • pareti di satelliti; • schermi ablativi per coni di prua; • contenitori di apparati elettronici; • ordinate di forza.

In tutte queste applicazioni le strutture sandwich aumentano la rigidezza flessionale ed i carichi critici di instabilità con un trascurabile aggravio ponderale. Per loro natura, le strutture sandwich non sono però adatte a sopportare carichi concentrati, a causa della fragilità delle pelli esterne e della necessità di coinvolgersopportazione dei carichi l’assieme delle pelli e del riempitivo: è da considerare un grave errore progettuale l’introduzione delle sollecitazioni nelle sole pelli, fidando nella capacità dell’adesivo di trasferire i carichi dalle pelli stesse al riempitivo. Perciò l’individuazione del metodo corretto per trasferire i carichi dal o entro il materiale costituisce il fattore chiave per la conveniente applicazione delle strutture sandwich: normalmente esso comporta l’utilizzo di inserti, capaci di introdurre e distribuire i carichi in tutti i componenti del pannello sandwich. La scelta dell’inserto più adatto deve tener conto della modalità di carico (Figura 45.32), che per un pannello sandwich può essere di: taglio nel piano, trazione o compressione normale al piano, torsione. Anche i materiali compositi (Cap. 34) nella loro forma più tradizionale di laminati solidi, pur essendo in generale più prestanti dei materiali metallici, non si comportano in maniera soddisfacente all’applicazione

potenziale elettrochimico del carbonio, che

gli acciai inossidabili CRES ed il Monel;

• interferenza con l’inserto – le procedure non raccomandano l’installazione ad interferenza degli inserti nelle strutture in composito, a causa delle delaminazioni che si verificano quando l’inserto viene pressato nella sua sede. Anche un’interferenza di pochi centesimi di millimetro può provocare una rilevante riduzione della resistenza statica, senza alcun miglioramento delle prestazioni a fatica;

• • schiacciamento dei bordi del foro – poiché la maggior parte dei compositi non possiede rinforzi in direzione dello spessore, lungo tale dimensione

di carichi concentrati. Infatti possono aver origine problemi dovuti a:

• corrosione galvanica – l’inconveniente si verifica principalmente a causa della presenza di fibre di carbonio. A causa dell’alto valore del

Al contrario, se la reazione dovesse avvenire, l’inserto (anodo sacrificale) si corroderebbe, con grave pregiudizio dell’integrità della giunzione. A questo riguardo è ammesso l’uso del titanio e delle sue leghe, degli acciai PH e dell’Inconel. Sono proscritti l’alluminio e il magnesio e le loro leghe, gli acciai al carbonio e legati,

entra in contatto con il meno nobile metallo dell’inserto, questo deve essere realizzato con un materiale galvanicamente non corrodibile.

il materiale (Figura 45.33) mostra una bassa resistenza a schiacciamento: il suo manifestarsi compromette la resistenza del laminato nel suo piano. Per evitare tale fenomeno, deve essere aumentata la superficie su cui insiste l’inserto ed essere controllato il livello delle forze di installazione;

• danni dovuti all’installazione – durante l’installazione dell’inserto è importante che le forze vengano applicate progressivamente e con continuità. Per esempio, le due parti che costituiscono l’inserto devono essere premute

i

• danni dovuti alla preparazione – per qualsiasi giunto chiodato/bullonato, la preparazione del foro riveste un’importanza fondamentale. A differenza infatti delle strutture metalliche, i compositi tendono a soffrire di buckling e di delaminazione delle lamine superficiali, di irregolarità della superficie interna del foro (dovuta a pull-out de

te evitare tali problemi,

talvolta è consigliabile adottare inserti incollati,

teriale opportuno. rto

assieme e non martellate, in modo da evitaredanni dovuti agli urti ed alle vibrazioni;

lle fibre) e di danni dovuti al riscaldamento duranl’operazione di foratura. Per

che si solidarizzano alla superficie del laminato senza richiederne la foratura8. Quando non è possibile fare a meno di un foro, è importante utilizzare utensili di forma e maInoltre è necessario provvedere ad un suppo(back-up) sia della superficie di entrata che di uscita (Figura 45.34) per evitare fenomeni di buckling e di delaminazione;

8 Per quanto detto precedentemente, tale soluzione può essere adottata solo in caso di laminati solidi, e mai in caso di pannelli sandwich.




ghiaccio) entro l’interfaccia fibra/matrice. Ciò comporta un aggravio di peso ed il degrado delle prestazioni meccaniche del laminato. Il verificarsi di tale fenomeno deve essere evitato in tutte le zone soggette a foratura.

• assorbimento di umidità – quando il materiale composito viene forato o lavorato di macchina il naturale effetto di sigillatura conferito dalla matrice polimerica viene meno. Laddove le fibre vengono esposte, può innescarsi un lento processo di assorbimento (Cap. 57) dei fluidi (umidità, carburanti, lubrificanti, liquidi anti-

Figura 45.32 - Modalità di applicazione del carico. Dall’alto verso il basso: taglio nel piano, trazione o compressione normale al piano e torsione.

Figura 45.33 - Fenomeno di schiacciamento delle fibre a seguito dell’installazione di un chiodo.

Per rispondere adeguatamente a tutti questi problemi, sia dei pannelli sandwich che dei laminati solidi, sono stati sviluppati diversi tipi di inserti, i principali dei quali, mostrati in Figura 45.35, consistono in:

• inserti inglobati tramite riempimento di resina; • inserti assemblati meccanicamente;

• inserti incollati superficialmente. Gli inserti del primo tipo possono essere installati in tutte le morfologie di pannello e sono realizzati sia con materiali metallici che non metallici. Essi vengono solidarizzati al pannello incapsulandoli nella resina iniettata attorno all’inserto posizionato in un’opportuna cavità. L’uso degli inserti del secondo tipo è in genere limitato alle strutture metalliche. Essi sono costituiti da due parti, le quali vengono unite tramite pressione che viene esercitata nella direzione dell’asse, in modo da racchiudere anche le due pelli superficiali, che vengono così leggermente deformate.

Figura 45.34 - Supporti anteriore/posteriore per l’operazione di foratura di un laminato composito.




Figura 45.35 - Principali modalità di collegamento tra inserti e pannelli sandwich.

Il terzo tipo di inserto può essere installato su di un pannello sandwich, come mostrato in Figura 45.35,

compressione normale al no di trazione, taglio nel

i laminati solidi lice incollaggio ra (fori filettati),

solo in presenza di carichi dipiano. Se le sollecitazioni sopiano o torsione, essi sono adatti solo ae possono richiedere il sempsuperficiale (perni filettati) o la foratucome mostrato in Figura 45.36. Di solito, questo tipo

di adesivo termoplastico da poter essere

erto per portare a e

a completa

.

di inserti è dotato di un discosulla superficie di contatto, in modofacilmente installati riscaldando l’insfusione l’adesivo, rimuovendo la fonte di caloremantenendo la pressione sino solidificazione dell’adesivo. Tale tipologia èparticolarmente adatta all’installazione robotizzata

Figura 45.36 - Inserto incollato superficialmente.

Esistono poi inserti la cui installazione sulla struttura si basa sulla combinazione dell’incollaggio e dell’azione meccanica (Figura 45.37). Nella maggior parte dei casi, l’adesivo viene applicato sulla superficie inferiore delle flangie delle due parti dell’inserto, che poi vengono assemblate meccanicamente nel modo convenzionale. In altri casi, dopo l’assemblaggio meccanico, viene iniettato attraverso le flangie un composto di resina + fibre corte o particelle metalliche (potting compound) che incapsula l’inserto (cfr. inserti inglobati). Infine vengono talvolta adottati inserti inglobati di materiale non-metallico (Figura 45.38), che sono stati sviluppati per i pannelli sandwich, ma vengono utilizzati anche per i laminati solidi molto spessi. Il corpo dell’inserto è di solito realizzato con il polimero termoplastico poli-etere-imide, che è molto leggero e chimicamente inerte rispetto a tutti i tipi materiali compositi. L’installazione avviene tramite inglobamento per iniezione di resina (potting). Sono anche disponibili tipologie nelle quali la madrevite interna è flottante rispetto al corpo esterno dell’inserto, così da consentire la correzione di errori di posizione del foro rispetto alla vite complementare. In generale, la scelta del più opportuno tipo di inserto deve considerare sia aspetti relativi al pannello che all’elemento di giunzione vero e proprio. Aspetti relativi al pannello:

• spessore totale; • spessore delle pelli; • tipo di riempitivo; • materiale delle pelli e del riempitivo; • superficie piana o inclinata; • tipo di potting compound.



Figura 45.37 - Inserto ibrido. Installazione mediante azione combinata meccanica/incollaggio.

Figura 45.38 - Inserto, sviluppato per pannelli


sandwich, in materiale non metallico.

As

• tipo/livello di carico; • temperatura di funzionamento; • compatibilità elettrochimica; • diametro foro liscio o filettato; • foro passante o cieco; • flangia incassata o sporgente; • coppia di serraggio nel caso di foro filettato; • necessità di madrevite flottante; • installazione meccanica o per incollaggio.

Queste problematiche di installazione devono essere considerate separatamente: inserti installati per inglobamento – preliminarmente all’installazione dell’inserto devono essere valutati div e ind o di fornire una superficie di bearing adeguata rispetto

petti relativi all’inserto (cfr. Figura 45.39): • materiale;

ersi aspetti progettuali. Innanzitutto deve esserividuato un diametro esterno dell’inserto in grad

allo spessore delle pelli ed alle forze che devono essere trasmesse.

Figura 45.39 - Definizione della tipologie di inserto. Aspetti da considerare imputabili all’inserto.

inata la lunghezza dell’inserto, il omunque garantire una lunghezza utile di

aggiore di una volta e mezzo il diametro dell rto cieco, deve 1mm tra il

ndo maniera da

Deve poi essere determcui valore deve cavvitamento m

a filettatura. Se la scelta cade su di un inse essere garantita una distanza di almeno

dell’inserto e la pelle inferiore, info




ompound di fluire correttamente consentire al potting c(Fig iedono un’ispor rispetto alla superficie del pannello. A

uesto scopo vengono utilizzate delle piastrine con un essure sensitive, dotate di due

foricomposi il potting

ura 45.40). Molti degli inserti inglobati richstallazione incassata, in modo da non avere alcuna genza

qadesivo rimovibile pr

, uno dei quali consente l’iniezione del potting pound, l’altro la fuoriuscita dell’aria. Una volta zionato l’inserto, iniettato e consolidato

coT

mpo a 45.41). alvolta, per massimizzare la resistenza dell’inserto,

muovere parte del riempitivo al di scom ttraverso la

und la piastrina è rimossa (Figur

può essere necessario riotto della pelle per aumentare il volume del potting pound e, di conseguenza, la superficie a

quale è trasferito il carico (Figura 45.42).

Figura 45.40 - In

rto e la pelle inferiore.

serti ciechi installati per inglobamento. Si deve garantire una distanza di almeno 1 mm tra il fondo dell’inse

Figura 45.41 - Iniezione, consolidamento del potting compound e rimozione finale della piastrina di fissaggio.

inse re andwich metalliche e per bassi carichi sono

emplici inserti a montaggio meccanico

rti installati meccanicamente – per le struttusconsigliati s(Figura 45.43), la cui installazione richiede un sem ssante. Nel caso in cui sia richiesto un

mon rticolare forma svasata del sotto-testa, atta a creare automaticamente la propria sede, deformando le pelli. Se l’inserto deve invece essere in grado di trasferire elevati carichi, essendo installato in una struttura sandwich metallica, devono essere utilizzati inserti meccanici ad alta resistenza, la cui modalità d’installazione porta all’intrappolamento di

plice foro pa

taggio non sporgente, si adotta una pa

entrambe le pelli (Figura 45.44), che sono così indotte a collaborare integralmente con il resto della struttura.

Figura 45.42 - Asportazione del riempitivo per aumentare la superficie attraverso la quale è trasferito in carico.

gura 45.43 - Inserto a montaggio meccanico. Fi

Figura 45.44 - Inserto a montaggio meccanico con intrappolamento delle pelli esterne.

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