1
REVISTA INCAING
ISSN24489131
Evaluación mecánica y estructural de mezclas
PP/POE para aplicaciones automotrices tipo dust
boot
A.R. Trinidad Martinez
1
, C.A Poblano Salas
2
1
Posgrados CIATEQ A.C., Av. del Retablo 150, Col. Constituyentes FOVISSSTE, Querétaro,
Qro., 76150, México.
2
CIATEQ A.C., Av. Del Retablo 150, Col. Constituyentes FOVISSSTE, Querétaro, Qro.,
76150, México.
Resumen
-
En
este
trabajo se
evaluó
el
desempeño
mecánico y
estructural
de
mezclas
de
elastómero
de
poliolefina
(POE)
y
polipropileno
(PP)
como
posible
alternativa
a
materiales
termoplásticos vulcanizados (TPV) utilizados en la fabricación de
componentes automotrices tipo
dust boot
(cubiertas para sistemas
de amortiguación). Se analizaron formulaciones POE/PP 50/50 y
70/30 mediante ensayos de tracción (ASTM D638) para obtener
curvas
esfuerzo
–
deformación
y
determinar
parámetros
hiperelásticos
Neo-Hookeanos
por
mínimos
cuadrados.
Dichos
parámetros
se
implementaron
en
simulaciones
por
elementos
finitos
de
un
componente
dust
boot
(gaiter
o
cubierta)
bajo
condiciones de rebound (extensión). Experimentalmente, el TPV
de referencia presentó un esfuerzo máximo de 14.87±2.04 MPa,
mientras
que
las
formulaciones
70/30
y
50/50
presentaron
10.21±0.37
MPa
y
15.40±0.40
MPa,
respectivamente.
Los
resultados
de
simulación
mostraron
que
la
formulación
70/30
presentó una distribución de esfuerzos más próxima a la obtenida
con
el
TPV
de
referencia,
mientras
que
la
formulación
50/50
presentó
mayores
concentraciones
locales
de
esfuerzo.
En
conjunto, los resultados muestran que la respuesta estructural del
dust
boot
depende
de
la
interacción
entre
las
propiedades
mecánicas del material y la geometría del componente.
Índice de Términos - PP/POE, Neo-Hookeano, elementos finitos,
dust boot
, elastómeros termoplásticos.
I.
INTRODUCCIÓN
Los componentes tipo
dust boot
(cubiertas de amortiguadores)
utilizados
en
sistemas
automotrices
están
sometidos
continuamente a ciclos severos de compresión y extensión, por
lo
que
requieren
materiales
capaces
de
soportar
grandes
deformaciones sin perder estabilidad geométrica ni capacidad
de
recuperación
elástica.
Debido
a
ello,
el
comportamiento
mecánico
de
este
tipo
de
componentes
puede
describirse
mediante modelos hiperelásticos, los cuales permiten relacionar
la
deformación
con
la
respuesta
mecánica
del
material
bajo
condiciones altamente no lineales (Holzapfel, 2021; Hossain &
Steinmann, 2022).
Actualmente,
los
elastómeros
termoplásticos
vulcanizados
(TPV) son utilizados en este tipo de aplicaciones debido a su
comportamiento
mecánico
y
funcional
bajo
condiciones
dinámicas de operación. Asimismo, existe interés en mezclas
basadas en polipropileno y elastómeros olefínicos debido a sus
propiedades
mecánicas
y
características
de
procesamiento
y
manufactura (Bhattacharya et al., 2020; Gahleitner et al., 2022).
En estos sistemas multifásicos, la interacción entre la fase rígida
proporcionada por el PP y la fase elastomérica aportada por el
POE
influye
sobre
la
rigidez,
capacidad
de
deformación
y
respuesta mecánica del material. Sin embargo, la evaluación de
una
formulación
destinada
a
un
componente
deformable
no
debe
limitarse
únicamente
a
sus
propiedades
obtenidas
mediante ensayos uniaxiales, debido a que la geometría y las
condiciones
de
carga
del
componente
pueden
modificar
la
distribución local de esfuerzos y deformaciones (Ehrenstein &
Riedel, 2021; Zhang et al., 2024).
El objetivo de este trabajo fue evaluar el desempeño mecánico
y estructural de las formulaciones POE/PP 50/50 y 70/30 en
comparación
con
un
TPV
de
referencia
utilizado
en
aplicaciones
tipo
dust
boot
,
mediante
caracterización
experimental y simulación por elementos finitos aplicada a una
geometría
representativa
del
componente.
La
caracterización
experimental
permitió
establecer
las
diferencias
en
rigidez,
resistencia
y
capacidad
de
deformación
de
los
materiales,
mientras que a través de la simulación fue posible analizar la
influencia de dichas propiedades sobre la respuesta estructural
del componente bajo condiciones de grandes deformaciones.
Con
base
en
lo
anterior,
se
planteó
como
hipótesis
que
la
proporción POE/PP influye tanto en la respuesta mecánica del
material como en el comportamiento estructural del dust boot.
En
particular,
se
espera
que
las
diferencias
en
rigidez
y
capacidad de deformación de las formulaciones 50/50 y 70/30
produzcan
diferentes
distribuciones
de
esfuerzo
al
implementarse
en
la
geometría
del
componente.
La
comparación experimental y numérica con el TPV de referencia
57
REVISTA INCAING ISSN 24489131 (septiembre-octubre2026) pp 57-68
permite
determinar
el
grado
de
correspondencia
de
cada
formulación con el comportamiento del material utilizado como
referencia.
II.
M
ATERIALES Y
M
ÉTODOS
A.
Materiales
Los materiales empleados en este trabajo fueron el elastómero
de
poliolefina
(POE)
VERSIFY
3401y
el
polipropileno
ESENTTIA
40H92N
(PP).
Se
prepararon
dos
formulaciones
POE/PP: 50/50, constituida por 50 % de VERSIFY 3401 y 50
% de ESENTTIA 40H92N, y 70/30, constituida por 70 % de
VERSIFY
3401
y
30
%
de
ESENTTIA
40H92N.
Como
material
de
referencia
se
utilizó
Elastoprene,
el
cual
es
un
elastómero
termoplástico
vulcanizado
(TPV)
empleado
comúnmente en aplicaciones automotrices.
Para mantener la consistencia de las materias primas durante el
estudio,
todas
las
muestras
se
prepararon
utilizando
material
proveniente
de
un
único
lote
para
cada
materia
prima.
Se
empleó
el
mismo
lote
de
VERSIFY
3401,
el
mismo
lote
de
ESENTTIA 40H92N y el mismo lote de Elastoprene durante la
preparación
de
las
probetas
evaluadas.
Por
lo
tanto,
la
variabilidad
entre
diferentes
lotes
de
materia
prima
no
fue
evaluada en el presente estudio.
Las mezclas se prepararon mediante extrusión de doble husillo
corrotante,
empleando
temperaturas
de
procesamiento
comprendidas entre 160 y 185 °C y una velocidad de tornillos
de 60 rpm (Figura 1). Durante el procesamiento se realizó la
plastificación
del
material
y
la
dispersión
de
la
fase
elastomérica. Posteriormente, el material extruido fue enfriado
en un baño de agua, pelletizado y acondicionado a temperatura
ambiente
antes
de
su
procesamiento
mediante
moldeo
por
inyección.
Este
procedimiento
permitió
obtener
pellets
con
composición homogénea como insumo para la etapa posterior
de moldeo por inyección, de tal forma que fue posible mantener
condiciones
de
procesamiento
consistentes
entre
las
formulaciones evaluadas.
Fig. 1
Extrusora de doble husillo corrotante marca Collin
usada para mezclar
el material.
(Elaboración Propia
,
2026.)
B.
Moldeo por inyección de probetas
Las
probetas
de
ensayo
se
fabricaron
mediante
moldeo
por
inyección
conforme
a
la
geometría
Tipo
I
establecida
en
la
norma
ASTM
D638
,
para
cada
material
fueron fabricadas
5
probetas
.
El
proceso
se
realizó
utilizando
una
presión
de
inyección de 480 bar, una presión de post-presión de 225 bar,
un
tiempo
de
post-presión
de
0.701
s
y
un
tiempo
de
enfriamiento
de
45
s.
Las
probetas
obtenidas
fueron
posteriormente
utilizadas
para
la
caracterización
mecánica
mediante
ensayos
de
tracción
uniaxial.
Las
probetas
presentaron
estabilidad
dimensional
y
ausencia
de
defectos
visibles
significativos,
condición
importante
para
la
caracterización mecánica del material (Callister & Rethwisch,
2021; Baird & Collias, 2022).
La Figura 2 muestra las características de las probetas obtenidas
mediante
moldeo
por
inyección
para
la
realización
de
los
ensayos de tensión. Las dimensiones establecidas por la norma
ASTM
D638
permiten
mantener
uniformidad
dimensional
y
repetibilidad experimental durante la caracterización mecánica.
Fig. 2 Geometría de probeta Tipo I utilizada conforme a la norma ASTM D638.
(Elaboración Propia, 2026.)
C.
Ensayos mecánicos de tracción
La caracterización mecánica de las mezclas se realizó mediante
pruebas de tracción uniaxial a una velocidad de 50 mm/min y a
una temperatura de 23 ± 2 °C, empleando 5 probetas Tipo I
fabricadas conforme a la norma ASTM D638 para cada material
estudiado.
A
partir
de
los
datos
de
fuerza
y
desplazamiento
registrados
durante
las
pruebas
se
obtuvieron
las
curvas
esfuerzo
–
deformación
de
cada
formulación,
las
cuales
permitieron describir y comparar el comportamiento mecánico
de
los
materiales.
Posteriormente,
dichas
curvas
fueron
utilizadas
para
la
calibración
del
modelo
constitutivo
Neo-
Hookeano empleado en las simulaciones numéricas (Callister
&
Rethwisch,
2021;
Osswald
&
Hernández-Ortiz,
2018).
Durante los ensayos, el sistema de adquisición y el software
asociado
al
equipo
de
tracción
registraron
y
procesaron
los
datos
experimentales
de
cada
probeta.
A
partir
de
estos
registros,
el
software
proporcionó
las
curvas
esfuerzo
–
deformación
y
los
parámetros
mecánicos
empleados
en
este
estudio:
módulo
de
tracción
(Eₜ),
esfuerzo
máximo
(σₘ)
y
deformación a la rotura (εᵦ).
Los valores de esfuerzo y deformación ingenieril empleados en
este
estudio
fueron
obtenidos
directamente
mediante
el
software
asociado
al
equipo
de
ensayo.
De
acuerdo
con
las
especificaciones del
fabricante, el software procesa los datos
58
REVISTA INCAING ISSN 24489131 (septiembre-octubre2026) pp 57-68
registrados durante el ensayo para determinar las magnitudes de
la
curva
esfuerzo
–
deformación
y
las
propiedades
mecánicas
correspondientes.
En
particular,
el
esfuerzo
ingenieril
(σ)
se
determina a partir de la fuerza aplicada (F) y el área transversal
inicial
de
la
probeta
(A₀),
de
acuerdo
con
la
Ecuación
(1)
(Instron, 2026)
De manera similar, la deformación ingenieril (ε) fue obtenida
directamente
mediante
el
software
del
equipo
a
partir
del
cambio de longitud registrado durante el ensayo respecto a la
longitud
inicial
de
referencia
(L₀),
como
se
expresa
en
la
Ecuación (2). Por lo tanto, las Ecuaciones (1) y (2) representan
las relaciones utilizadas por el sistema para el procesamiento de
los datos experimentales y no cálculos realizados manualmente
en este estudio
A partir de las curvas esfuerzo
–
deformación obtenidas durante
los
ensayos,
se
consideraron
tres
propiedades
mecánicas
reportadas por el
software del equipo: el módulo
elástico en
t
racción (Eₜ), el esfuerzo máximo (
σ
ₘ) y la deformación a la
ruptura
(
εᵦ
).
El
módulo
de
tracción
representa
la
rigidez
del
material en la región elástica de la curva esfuerzo
–
deformación
y es calculado a partir de la pendiente obtenida en dicha zona;
el
esfuerzo
máximo
corresponde
al
mayor
valor de
esfuerzo
registrado durante el ensayo, mientras que la deformación a la
ruptura corresponde a la deformación registrada en el momento
de la ruptura de la probeta y se obtiene comparando la longitud
final con la inicial en cada probeta.
Para el análisis de los resultados se utilizaron los cinco valores
individuales (n = 5) obtenidos para cada propiedad mecánica y
cada material. A partir de estos valores se calcularon la media
aritmética, la desviación estándar muestral y el coeficiente de
variación, con el propósito de representar el valor promedio y
la dispersión de los resultados experimentales.
La media aritmética (
x
̄
) de cada propiedad mecánica se calculó
mediante:
|
𝑥̅
=
1
𝑛
∑
𝑥
𝑖
𝑛
𝑖̇=1
|
(3)
|
donde
xᵢ
representa
el
valor
individual
obtenido
para
cada
probeta y n el número total de probetas ensayadas (n = 5).
La dispersión de los resultados respecto a la media se determinó
mediante la desviación estándar muestral (s):
|
𝑠
=
√
𝛴(
𝑥
𝑖
−
𝑥̅)
2
(𝑛
−
1)
|
(4)
|
Finalmente, el
coeficiente de variación
(CV) se calculó para
expresar
la
variabilidad
de los
resultados
en
relación
con
su
valor promedio:
Los
resultados
descriptivos
se
expresaron
como
media
y
desviación
estándar, mientras que el coeficiente de variación
(CV)
se
expresó
como
porcentaje.
La
Tabla
1
presenta
los
resultados obtenidos para las propiedades mecánicas evaluadas
a partir de las cinco probetas ensayadas para cada material.
Tabla I. Valores promedio y desviación estándar de las propiedades
mecánicas obtenidas en los ensayos de tracción (n = 5).
|
Material
|
Eₜ (MPa)
|
σₘ (MPa)
|
εᵦ (%)
|
|
POE/PP 50/50
|
519.29 ± 23.80
|
15.40 ± 0.40
|
432.00 ± 44.00
|
|
POE/PP 70/30
|
273.31 ± 12.59
|
10.21 ± 0.37
|
363.96 ± 42.91
|
|
Elastoprene
|
329.21 ± 16.80
|
14.87 ± 2.04
|
476.21 ± 32.40
|
A partir de los resultados obtenidos se realizó la comparación
estadística de las propiedades mecánicas entre POE/PP 50/50,
POE/PP
70/30
y
Elastoprene.
Previamente
al
análisis
comparativo, se evaluó la normalidad de los datos mediante la
prueba de Shapiro
–
Wilk y la homogeneidad de las varianzas
mediante la prueba de Levene. Posteriormente, las diferencias
entre los tres materiales se analizaron mediante un análisis de
varianza
de
una
vía
(ANOVA).
Cuando
se
identificaron
diferencias
estadísticamente
significativas,
se
realizaron
comparaciones múltiples mediante la prueba post hoc de Tukey
HSD
para
determinar
entre
qué
pares
de
materiales
se
presentaban
dichas
diferencias.
Para
todos
los
análisis
estadísticos se estableció un nivel de significancia de α = 0.05
El
tratamiento
estadístico
descrito
permitió
establecer
la
variabilidad
de
las
propiedades
mecánicas
y
determinar
la
existencia de diferencias significativas entre los materiales. De
manera
complementaria,
la
representación
mediante
curvas
esfuerzo
–
deformación
permite
describir
el
comportamiento
mecánico asociado a dichas propiedades. En este contexto, la
Figura
3
muestra
de
manera
general
el
comportamiento
esfuerzo
–
deformación
característico
de
diferentes
tipos
de
materiales poliméricos sometidos a carga de tensión (Osswald
&
Hernández-Ortiz,
2018). Estas
curvas
permiten
identificar
parámetros
como
la
rigidez,
el
esfuerzo
máximo
y
la
deformación
a
la
rotura,
así
como
observar
las
diferencias
generales
en
la
respuesta
mecánica
de
distintos
tipos
de
polímeros.
D.
Determinación del modelo hiperelástico
59
REVISTA INCAING ISSN 24489131 (septiembre-octubre2026) pp 57-68
Una
vez
establecidas
las
propiedades
mecánicas
y
el
comportamiento esfuerzo
–
deformación de los materiales, fue
necesario
definir
un
modelo
constitutivo
que
permitiera
representar matemáticamente su respuesta en las simulaciones
numéricas. Debido a que los materiales elastoméricos pueden
experimentar grandes deformaciones y presentar una respuesta
mecánica no lineal, se seleccionó un modelo hiperelástico para
su representación.
Dentro de los modelos hiperelásticos disponibles, se empleó el
modelo
Neo-Hookeano
debido
a
que
describe
el
comportamiento
del
material
mediante
una
formulación
relativamente
simple
y
un
número
reducido
de
parámetros
constitutivos. Esto permite caracterizar la respuesta del material
a partir de los datos experimentales de tracción e incorporar
posteriormente
los
parámetros
obtenidos
en
el
modelo
de
elementos
finitos.
Por
estas
características,
el
modelo
Neo-
Hookeano
proporciona
una
aproximación
adecuada
para
representar el comportamiento hiperelástico considerado en el
alcance de este estudio (Holzapfel, 2021; Dassault Systèmes,
2022).
Para
un
material
Neo-Hookeano
compresible,
la
función
de
energía de deformación se expresa mediante:
𝑊
=
𝐶
10
(𝐼
1
−
3)
+
1
𝐷
1
(𝐽
−
1)
2
(6)
donde
W
representa la energía de deformación del material,
C₁₀
corresponde al parámetro asociado a la rigidez hiperelástica,
𝐼
1
es
el
primer
invariante
de
la
deformación,
𝐷
1
representa
el
parámetro
relacionado
con
la
compresibilidad
efectiva
y
J
corresponde
al
cambio
volumétrico
del
material
durante
la
deformación.
Para
relacionar
el
modelo
Neo-Hookeano
con
los
datos
obtenidos
mediante
los
ensayos
de
tracción
uniaxial,
la
deformación experimental se expresó en términos de la razón
de estiramiento λ. Esta variable representa la relación
entre la
longitud deformada y la longitud inicial de la probeta y, a partir
de la deformación ingenieril ε, se define como
:
Fig.
3
Comportamiento general esfuerzo
–
deformación de distintos materiales
poliméricos
.
(Elaboración Propia,
2026
.
)
-
𝜆
=
1
+
𝜀
-
(7)
-
𝜎
=
2𝐶₁₀(𝜆
−
𝜆
⁻²)
-
(8)
-
𝑋
=
𝜆
− 𝜆
−2
-
(9)
-
𝜎
𝑖
=
2𝐶
10
𝑋
-
(10)
-
𝐶
10
=
1
2
[
∑(
𝜎
𝑖
⋅𝑋
𝑖
)
∑(𝑋
𝑖
2
)
]
-
(11)
donde
λ
representa
la
relación
de
estiramiento
y
ε
la
deformación ingenieril del material.
A partir de la función de energía de deformación del modelo
Neo-Hookeano y considerando una condición de carga uniaxial
para un material prácticamente incompresible, la respuesta en
tensión puede expresarse en func
ión de λ. Esta relación permite
vincular el comportamiento experimental obtenido durante el
ensayo
de
tracción
con
el
parámetro
constitutivo
C₁₀
del
modelo.
donde
σ
representa
el
esfuerzo
nominal,
C₁₀
el
parámetro
constitutivo asociado con la respuesta desviadora del material y
λ la razón de estiramiento.
Con el propósito de determinar el parámetro
C₁₀
a partir de los
datos experimentales, la ecuación constitutiva se reorganizó en
una
forma lineal. Para
ello,
se
definió
la
variable
auxiliar
X
como
Al sustituir esta variable en la ecuación constitutiva del modelo
Neo-Hookeano, la relación entre el esfuerzo nominal y
X
puede
expresarse como:
De esta forma,
C₁₀
puede obtenerse a partir del ajuste lineal de
los
datos
experimentales
de
esfuerzo
–
deformación.
Considerando que el modelo establece una relación que pasa
por el origen, el parámetro se determinó mediante un ajuste por
mínimos cuadrados utilizando todos los puntos experimentales
considerados:
donde σᵢ corresponde al esfuerzo nominal experimental de cada
punto,
Xᵢ
es el valor de la variable auxiliar calculado a partir de
la
razón
de
estiramiento
correspondiente
e
i
identifica
cada
punto experimental utilizado en el ajuste.
El valor obtenido de
C₁₀
representa, por tanto, el parámetro que
proporciona el mejor ajuste del modelo Neo-Hookeano a los
datos experimentales considerados bajo el criterio de mínimos
cuadrados.
Una
vez
determinado
C₁₀
mediante
el
ajuste
de
los
datos
experimentales,
se
obtuvo
el
módulo
cortante
inicial
μ
del
modelo Neo-Hookeano mediante la relación:
60
REVISTA INCAING ISSN 24489131 (septiembre-octubre2026) pp 57-68
Para
representar
el
comportamiento
cuasi-incompresible
del
material, se adoptó un coeficiente de Poisson de ν = 0.49, valor
consistente
con
los
reportados
experimentalmente
para
materiales TPV (Persson et al., 2022). A partir de este valor y
del
módulo
cortante
μ,
el
módulo
de
Young
E
asociado
al
modelo se determinó mediante:
A partir del módulo de Young
E
y del coeficiente de Poisson ν,
se determinó el
módulo volumétrico
K
, el cual representa la
resistencia del material al cambio de volumen:
Finalmente, el módulo volumétrico
K
se utilizó para determinar
el parámetro de compresibilidad
D
₁ requerido por el
modelo
Neo-Hookeano:
donde
D₁
representa
el
parámetro
de
compresibilidad
del
modelo Neo-Hookeano,
K
el módulo volumétrico, E el módulo
de Young, μ el módulo cortante inicial y ν el coeficiente de
Poisson considerado.
A partir de este procedimiento se determinaron los parámetros
hiperelásticos
C₁₀
y
D₁
para
cada
uno
de
los
materiales
evaluados. Estos parámetros se utilizaron posteriormente para
definir el comportamiento constitutivo de los materiales en el
modelo
de
elementos
finitos.
En
particular,
C₁₀
se
obtuvo
a
partir
del
ajuste
de
las
curvas
experimentales
esfuerzo
–
deformación,
mientras
que
D₁
se
determinó
considerando
la
condición de cuasi-incompresibilidad previamente establecida.
De
esta
manera,
los
resultados
de
la
caracterización
experimental
se
utilizaron
como
base
para
la
definición
del
material en el modelo numérico.
El
empleo
de
formulaciones
hiperelásticas
en
el
análisis
mediante elementos finitos ha sido estudiado previamente para
materiales
sometidos
a
grandes
deformaciones
y
comportamiento no lineal. Pascon y Coda (2019) emplearon el
modelo
Neo-Hookeano
para
representar
la
respuesta
de
materiales
hiperelásticos
bajo
diferentes
condiciones
de
deformación. Por su parte, Gajewski y Miecznikowski (2021)
utilizaron modelos hiperelásticos en Abaqus para relacionar la
respuesta
experimental
y
numérica
de
componentes
elastoméricos.
En materiales elastoméricos termoplásticos, Saduk et al. (2025)
evaluaron
formulaciones
hiperelásticas
para
representar
su
comportamiento
bajo
grandes
deformaciones,
incluyendo
el
modelo
Neo-Hookeano.
Asimismo,
Baghani
et
al.
(2014)
estudiaron la aplicación de modelos constitutivos en polímeros
sometidos
a
deformaciones
finitas
mediante
simulaciones
numéricas.
Estos
antecedentes
muestran
la
aplicación
de
formulaciones
hiperelásticas
para
representar
el
comportamiento
no
lineal
de
materiales
poliméricos
y
proporcionan el fundamento para su implementación posterior
en el modelo de elementos finitos desarrollado en este trabajo.
E.
Simulación por elementos finitos
Una vez determinados los parámetros hiperelásticos
C₁₀
y
D₁
,
estos se incorporaron en Abaqus para definir el comportamiento
constitutivo
de
cada
material.
La
simulación
se
desarrolló
mediante un modelo axisimétrico del
dust boot
, incluyendo los
pliegues
y
las
regiones
de
contacto
involucradas
durante
su
deformación. Se analizaron las condiciones de compresión
y
extensión con el propósito de evaluar la respuesta mecánica y
la deformación del componente.
Debido a los grandes cambios geométricos que experimenta el
dust boot
durante su funcionamiento, se realizó un análisis no
lineal
mediante
el
procedimiento
Static
General
,
con
la
no
linealidad geométrica activada (NLGEOM = ON). Asimismo,
se
consideraron
las
interacciones
de
contacto
entre
las
superficies
involucradas
durante
la
deformación.
Estas
condiciones
permiten
considerar
conjuntamente
la
respuesta
hiperelástica
del
material,
los
cambios
geométricos
y
el
contacto desarrollado durante el movimiento del componente
(Dassault Systèmes, 2022).
Para realizar una comparación bajo las mismas condiciones de
análisis,
se
mantuvieron
constantes
la
geometría,
la
discretización, las condiciones de frontera, las interacciones de
contacto y los desplazamientos aplicados. La única diferencia
entre
los
casos
simulados
fue
la
definición
constitutiva
del
material,
establecida
mediante
los
parámetros
hiperelásticos
correspondientes
a
POE/PP
50/50,
POE/PP
70/30
y
Elastoprene.
La discretización se realizó mediante elementos axisimétricos
triangulares
CAX6M
y
una
técnica
de
mallado
libre.
Se
estableció un tamaño global aproximado de 0.2, una desviación
máxima por curvatura de 0.1 y un tamaño mínimo equivalente
al
10
%
del
tamaño
global.
Adicionalmente,
se
aplicó
un
refinamiento
local
en
las
regiones
de
los
pliegues,
donde
se
presentan
mayores
cambios
de
curvatura
durante
la
deformación.
La
malla
final
estuvo
constituida
por
15,264
elementos CAX6M.
Las principales características del modelo y de su discretización
se resumen en la Tabla II.
Tabla
II
.
Configuración
general
y
discretización
del
modelo
por
elementos finitos.
|
Parámetro
|
Configuración
|
|
Software
|
Abaqus
|
61
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|
Representación
|
Axisimétrica
|
|
Procedimiento
|
Static, General
|
|
No linealidad geométrica
|
NLGEOM = ON
|
|
Modelo constitutivo
|
Neo-Hookeano
|
|
Elemento
|
CAX6M
|
|
Tipo de malla
|
Libre, triangular
|
|
Tamaño global
|
≈ 0.2
|
|
Desviación por curvatura
|
0.1
|
|
Tamaño mínimo
|
10 % del tamaño global
|
|
Número de elementos
|
15,264
|
Una vez discretizado el modelo, se definieron las interacciones
de
contacto
entre
las
superficies
del
componente
mediante
contacto general y auto-contacto, utilizando un coeficiente de
fricción de 0.2. El auto-contacto se incluyó para representar la
interacción entre los pliegues cuando estos entran en contacto
durante estados de alta compresión.
Las condiciones de frontera se establecieron restringiendo el
desplazamiento del extremo superior del modelo, mientras que
el
desplazamiento
axial
requerido
para
reproducir
las
condiciones de compresión y extensión se aplicó en el extremo
inferior.
Las
condiciones
de
contacto,
las
restricciones
y
los
desplazamientos empleados en la simulación se resumen en la
Tabla III.
Tabla
III.
Condiciones
de
contacto,
frontera
y
desplazamiento
utilizadas en la simulación.
|
Parámetro
|
Condición
|
|
Interacción
|
Contacto general y auto-contacto
|
|
Coeficiente de fricción
|
0.2
|
|
Extremo superior
|
U₁ = U₂ = UR = 0
|
|
Jounce (compresión)
|
U₂ = −103.3 mm
|
|
Rebound (extensión)
|
U₂ = +109.5 mm
|
|
Secuencia
|
Compresión → Extensión
|
La simulación se desarrolló mediante dos etapas consecutivas.
En
la
primera
se
reprodujo
la
condición
de
compresión
completa del componente mediante un desplazamiento axial U₂
=
−103.3
mm.
Posteriormente,
se
evaluó
la
condición
de
extensión
completa
median
te
un
desplazamiento
axial
U₂
=
+109.5 mm. La segunda etapa partió del estado final alcanzado
durante
la
compresión,
lo
que
permitió
conservar
la
configuración
deformada
del
componente
y
considerar
su
evolución geométrica entre ambas condiciones.
La aplicación de modelos hiperelásticos mediante el método de
elementos finitos ha sido estudiada para la representación de
componentes
elastoméricos
sometidos
a
grandes
deformaciones. Gajewski y Miecznikowski (2021) reportaron
concordancia
entre
resultados
experimentales
y
numéricos
mediante simulaciones hiperelásticas desarrolladas en Abaqus.
De manera similar, Liu et al. (2021) señalaron la capacidad de
estos
modelos
constitutivos
para
representar
materiales
deformables
con
geometrías
complejas
y
concentraciones
locales de deformación. Hossain y Steinmann (2022) también
documentaron el uso de formulaciones hiperelásticas mediante
elementos finitos para el análisis de la respuesta mecánica no
lineal de materiales elastoméricos.
Con
base
en
estos
antecedentes,
en
el
presente
estudio
la
simulación se utilizó como una herramienta comparativa para
evaluar la respuesta del
dust boot
bajo las mismas condiciones
geométricas y de carga para los tres materiales analizados. De
esta manera, las diferencias observadas entre las simulaciones
pueden
asociarse
con
la
respuesta
constitutiva
definida
para
cada material.
La
Figura
4
muestra
la
geometría
axisimétrica
del
dust
boot
utilizada
en
el
modelo
de
elementos
finitos,
incluyendo
la
configuración
de
los
pliegues
y
las
transiciones
geométricas
consideradas en la simulación.
Fig. 4. Geometría del dust boot utilizada en la simulación por elementos
finitos. (Elaboración propia, 2026.)
Por otro lado, la Figura 5 presenta el mallado empleado en el
modelo, incluyendo el refinamiento aplicado en las regiones de
los
pliegues,
donde
se
desarrollan
cambios
importantes
de
geometría durante las condiciones de compresión y extensión.
Esta discretización se utilizó para representar la distribución de
esfuerzos
y
deformaciones
generadas
durante
la
simulación.
Fig.
5.
Discretización
del
modelo
paramétrico
en
Abaqus.
(Elaboración
Propia, 2026).
En
el
presente
estudio,
la
geometría,
la
discretización,
las
condiciones
de
frontera,
las
interacciones
de
contacto
y
la
secuencia de desplazamientos se mantuvieron constantes para
POE/PP 50/50, POE/PP 70/30 y Elastoprene. De esta manera,
la
única
variable
entre
las
simulaciones
correspondió
al
comportamiento constitutivo de cada material, lo que permitió
comparar su respuesta bajo las mismas condiciones numéricas,
62
REVISTA INCAING ISSN 24489131 (septiembre-octubre2026) pp 57-68
-
A.
Respuesta experimental
considerando la deformación del componente y la distribución
local de esfuerzos.
III.
R
ESULTADOS
Los resultados se presentan en tres etapas: la caracterización
experimental
de
los
materiales,
la
determinación
de
los
parámetros hiperelásticos y la evaluación mediante elementos
finitos del dust boot. En primer lugar, se presenta la respuesta
mecánica
de
POE/PP
50/50,
POE/PP
70/30
y
del
TPV
de
referencia
Elastoprene
a
partir
de
las
curvas
esfuerzo
–
deformación
y
de
las
propiedades
obtenidas
mediante
los
ensayos de tracción. Los resultados experimentales se presentan
como promedio ± desviación estándar, calculados a partir de
cinco probetas para cada material (n = 5). Posteriormente, se
presentan los parámetros
C₁₀
y
D₁
determinados para el modelo
Neo-Hookeano y, finalmente, los resultados de la simulación
numérica bajo las condiciones de compresión y extensión.
Las curvas esfuerzo–deformación evidenciaron diferencias en
la respuesta mecánica de los tres materiales evaluados. Para su
comparación
se
consideraron
el
módulo
de
tensión
(Eₜ),
el
esfuerzo máximo (σₘ) y la deformación a la ruptura (εᵦ), cuyos
valor
es promedio y desviaciones estándar obtenidos a partir de
cinco probetas por material (n = 5) se presentan en la Tabla IV.
Tabla
IV .Propiedades mecánicas experimentales de los materiales
evaluados (n = 5).
|
Material
|
Eₜ (MPa)
|
σ
m
(MPa)
|
ε
B
(%)
|
|
POE/PP
50/50
|
519.29 ± 23.80
|
15.40 ± 0.40
|
432.00 ± 44.00
|
|
POE/PP
70/30
|
273.31 ± 12.59
|
10.21 ± 0.37
|
363.96 ± 42.91
|
|
Elastoprene
|
329.21 ± 16.80
|
14.87 ± 2.04
|
476.21 ± 32.40
|
Los valores se expresan como media ± desviación estándar.
En términos de los valores promedio, la mezcla POE/PP 50/50
presentó el mayor módulo (Eₜ = 519.29 ± 23.80 MPa) y el mayor
esfuerzo
máximo
promedio
(σₘ
=
15.40
±
0.40
MPa).
Elastoprene presentó la mayor deformación a la ruptura (εᵦ =
476.21
±
32.40
%),
mien
tras
que
la
mezcla
POE/PP
70/30
registró los menores valores promedio de las tres propiedades
evaluadas, con Eₜ = 273.31 ± 12.59 MPa, σₘ = 10.21 ± 0.37 MPa
y εᵦ = 363.96 ± 42.91 %. Las diferencias observadas entre los
materiales
se
presentan
con
mayor
detalle
en
las
curvas
esfuerzo
–
deformación que a continuación se presentan.
La
Figura
6
presenta
las
curvas
experimentales
esfuerzo
–
deformación obtenidas para las cinco probetas de Elastoprene a
partir de los datos registrados y procesados por el software del
equipo de ensayo durante la prueba de tracción. A partir de estas
curvas, se obtuvo
un esfuerzo máximo promedio de 14.87 ±
2.04 MPa y una deformación a la ruptura de 476.21 ± 32.40 %.
Este
último
correspondió
al
mayor
valor
promedio
de
deformación a la ruptura entre los tres materiales evaluados. De
igual forma, este material presentó la desviación estándar más
grande
para
el
esfuerzo
máximo.
Para
todos
los
materiales
estudiados,
las
curvas
permiten
observar
la
variabilidad
experimental entre las cinco probetas a lo largo del ensayo y
hasta alcanzar la ruptura.
Fig. 6. Grafica esfuerzo-deformación para el TPV (Elaboración Propia, 2026).
La
Figura
7
muestra
las
curvas
experimentales
esfuerzo
–
deformación
obtenidas
para
las
cinco
probetas
de
la
mezcla
POE/PP 50/50 durante la prueba de tracción. Para este caso, se
obtuvo
un módulo de tensión
promedio Eₜ = 519.29 ± 23.80
MPa, un esfuerzo máximo
promedio de σₘ = 15.40 ± 0.40 MPa
y una deformación a la ruptura de εᵦ = 432.00 ± 44.00 %. Entre
los
materiales
evaluados,
esta
formulación
presentó
los
mayores valores promedio de Eₜ y σₘ.
Fig.
7.
Grafica
esfuerzo-deformación
para
la
mezcla
POE/PP
50/50
(Elaboración Propia,2026).
En la Figura 8 se muestran las curvas experimentales esfuerzo
–
deformación para la mezcla POE/PP 70/30 a partir de los datos
registrados
y
procesados
durante
la
prueba
de
tracción.
Se
obtuvo
un módulo de tensión
promedio Eₜ = 273.31 ± 12.59
63
REVISTA INCAING ISSN 24489131 (septiembre-octubre2026) pp 57-68
MPa, un esfuerzo máximo promedio σₘ = 10.21 ± 0.37 MPa y
una deformación a la ruptura εᵦ = 363.96 ± 42.91 %. Entre los
tres
materiales
evaluados,
esta
formulación
presentó
los
menores valores promedio para las tres propiedades mecánicas
consi
deradas.
Fig.
8.
Grafica
esfuerzo-deformación
para
la
mezcla
POE/PP
70/30.
(Elaboración Propia,2026.)
Una vez presentada la respuesta esfuerzo
–
deformación de cada
material, los resultados individuales obtenidos para las cinco
probetas
(n
=
5)
se
utilizaron
para
evaluar
la
variabilidad
experimental
de
las
propiedades
mecánicas.
Para
cada
propiedad se calcularon la media, la desviación estándar (SD),
el
rango
experimental,
definido
por
los
valores
mínimo
y
máximo
registrados,
y
el
coeficiente
de
variación
(CV),
utilizado
para
expresar
la
dispersión
de
los
resultados
con
respecto
a
su
valor
medio.
Los
resultados
del
análisis
descriptivo se presentan en la Tabla V.
Tabla V. Análisis descriptivo de las propiedades mecánicas (n = 5).
|
Material
|
Propiedad
|
Media ± SD
|
Rango
|
CV (%)
|
|
POE/PP 50/50
|
Eₜ (MPa)
|
519.29 ± 23.80
|
494.35
–
556.35
|
4.58
|
|
σ
m
(MPa)
|
15.40 ± 0.40
|
14.98
–
16.02
|
2.60
|
|
ε
(%)
|
432.00 ± 44.00
|
376.47
–
482.59
|
10.19
|
|
POE/PP 70/30
|
Eₜ (MPa)
|
273.31 ± 12.59
|
255.86
–
288.92
|
4.61
|
|
σ
m
(MPa)
|
10.21 ± 0.37
|
9.84
–
10.79
|
3.62
|
|
ε
(%)
|
363.96 ± 42.91
|
321.73
–
431.97
|
11.79
|
|
Elastoprene
|
Eₜ (MPa)
|
329.21 ± 16.80
|
307.33
–
345.77
|
5.10
|
|
σ
m
(MPa)
|
14.87 ± 2.04
|
13.22
–
17.84
|
13.68
|
|
ε
(%)
|
476.21 ± 32.40
|
427.12
–
500.78
|
6.80
|
SD: desviación estándar; CV: coeficiente de variación.
A partir de los valores individuales obtenidos para las cinco
probetas de cada material mediante el software del equipo de
ensayo,
se
calcularon
la
media,
la
desviación
estándar
y
el
coeficiente de variación (CV), este último mediante la relación
entre la desviación estándar y la media.
Para Eₜ se obtuvieron
valores de CV similares entre los tres materiales, comprendidos
entre 4.58 y 5.10 %. Para
σₘ, Elastoprene presentó el mayor
CV,
con
13.68
%,
mientras
que
para
εᵦ
los
valores
se
encontraron entre 6.80 y 11.79 %.
Posteriormente, utilizando los valores individuales de las cinco
probetas
de
cada
material,
se
verificaron
los
supuestos
estadísticos previos al análisis de varianza. Para ello, se aplicó
la prueba de Shapiro
–
Wilk, asociada con la normalidad de los
datos, y la prueba de Levene, relacionada con la homogeneidad
de
las
varianzas.
No
se
detectaron
desviaciones
estadísticamente
significativas
de
la
normalid
ad
(p
>
0.05),
mientras que la prueba de Levene tampoco mostró diferencias
significativas entre las varianzas para Eₜ (p = 0.572), σₘ (p =
0.202) y εᵦ (p = 0.801).
Una vez verificados estos supuestos, se aplicó un análisis de
varianza (ANOVA) de una vía de
manera independiente para
Eₜ, σₘ y εᵦ, considerando un nivel de significancia de α = 0.05.
Este
análisis
permitió
determinar
si
existían
diferencias
estadísticamente
significativas
entre
las
medias
de
los
tres
materiales. Los resultados obtenidos se prese
ntan en la Tabla
VI.
Tabla VI Resultados del ANOVA de una vía
|
Propiedad
|
F
|
p
|
|
Eₜ
|
247.57
|
<0.001*
|
|
σₘ
|
27.50
|
<0.001*
|
|
εᵦ
|
9.93
|
0.0029*
|
* Diferencia estadísticamente significativa para p < 0.05.
El ANOVA mostró diferencias
estadísticamente significativas
entre los materiales para las tres propiedades evaluadas: Eₜ (F =
247.57; p < 0.001), σₘ (F = 27.50; p < 0.001) y εᵦ (F = 9.93; p
= 0.0029). Estos resultados indican que, para cada una de las
propiedades analizadas, al menos
uno de los materiales presentó
una media estadísticamente diferente. Debido a que el ANOVA
no identifica entre qué pares de materiales se presentan estas
diferencias,
se
aplicó
posteriormente
la
prueba
post
hoc
de
Tukey HSD. Los resultados de las comparaciones por pares se
presentan en la Tabla VII
.
Tabla VII Comparaciones múltiples mediante Tukey HSD.
|
Propiedad
|
50/50 vs. 70/30
|
50/50 vs. TPV
|
70/30 vs. TPV
|
|
Eₜ
|
<0.001*
|
<0.001*
|
0.0011*
|
|
σ
m
|
0.0001*
|
0.7766
|
0.0002*
|
|
ε
|
0.0488*
|
0.2302
|
0.0022*
|
* Diferencia estadísticamente significativa para p < 0.05.
La prueba de Tukey HSD mostró que, para el módulo de tensión
(Eₜ), existieron diferencias estadísticamente significativas entre
los tres materiales (p < 0.05).
Para el esfuerzo máximo (σₘ),
la
mezcla
POE/PP
70/30
presentó
diferencias
significativas
respecto
a
la
mezcla
POE/PP
50/50
y
al
Elastoprene.
En
cambio,
no
se
encontró
una
diferencia
significativa
entre
la
mezcla POE/PP 50/50 y el Elastoprene (p = 0.7766).
Para la
deformación
a la ruptura (εᵦ)
se observó un comportamiento
similar:
la
mezcla
POE/PP
70/30
presentó
diferencias
significativas respecto a los otros dos materiales, mientras que
la
mezcla
POE/PP
50/50
y
el
Elastoprene
no
mostraron
una
diferencia significativa (p = 0.2302). En conjunto,
la mezcla
POE/PP 70/30 fue estadísticamente diferente de los otros dos
materiales en las tres propiedades evaluadas. En contraste, la
mezcla POE/PP 50/50 y el Elastoprene únicamente presentaron
diferencias
significativas
en
el
valor
de
Eₜ,
mientras
que
sus
valores de
σₘ y εᵦ no mostraron diferencias estadísticamente
significativas.
64
REVISTA INCAING ISSN 24489131 (septiembre-octubre2026) pp 57-68
A partir de las curvas experimentales esfuerzo
–
deformación se
determinaron
los
parámetros
C₁₀
y
D₁
del
modelo
Neo-
Hookeano mediante el procedimiento descrito en la Sección II-
D.
Para
cada
material,
la
deformación
experimental
se
transformó en una
razón de estiramiento λ mediante la Ecuación
(7),
y
posteriormente
se
calculó
la
variable
auxiliar
X
de
acuerdo con la Ecuación (9). Con los valores experimentales de
esfuerzo nominal y X, el parámetro
C₁₀
se determinó mediante
el
ajuste
por
mínimos
cuadrados
establecido
en
la
Ecuación
(11).
A partir del valor obtenido de
C₁₀
, el módulo cortante inicial μ
se
calculó
mediante
la
Ecuación
(12).
Considerando
un
coeficiente
de
Poisson
de
ν
=
0.49,
se
determinaron
posteriormente el módulo de Young E mediante la Ecuación
(13) y el módulo volumétrico
K
empleando la Ecuación (14).
Finalmente,
el
parámetro
de
compresibilidad
D₁
se
obtuvo
a
partir de
K
mediante la Ecuación (15). Los valores resultantes
de
C₁₀
y
D₁
para cada material se presentan en la Tabla VIII
Tabla VIII Parámetros Neo-Hookeanos determinados para los
materiales evaluados.
|
Material
|
C₁₀
(MPa)
|
D₁
(MPa⁻¹)
|
|
POE/PP 50/50
|
81.00
|
2.49 × 10⁻⁴
|
|
POE/PP 70/30
|
39.31
|
5.12 × 10⁻⁴
|
|
Elastoprene
|
30.87
|
6.52 × 10⁻⁴
|
Los
parámetros
obtenidos
mostraron
diferencias
entre
los
materiales
evaluados.
Para
C₁₀
,
la
mezcla
POE/PP
50/50
presentó el valor más alto, con 81.00 MPa, seguido de la mezcla
POE/PP
70/30,
con
39.31
MPa,
y
el
Elastoprene,
con
30.87
MPa. En el caso de
D₁
,
los valores obtenidos fueron 2.49 × 10⁻⁴
MPa⁻¹ para
la mezcla
POE/PP 50/50, 5.12 × 10⁻⁴ MPa⁻¹ para
la
mezcla
POE/PP 70/30 y 6.52 × 10⁻⁴ MPa⁻¹ para
el Elastoprene.
Los
valores
de
C₁₀
y
D₁
determinados
para
cada
material
se
utilizaron
como
parámetros
de
entrada
del
modelo
Neo-
Hookeano
en
las
simulaciones
por
elementos
finitos.
Su
implementación
permitió
representar
numéricamente
la
respuesta constitutiva correspondiente a cada material y realizar
las
simulaciones
bajo
las
mismas
condiciones
de
geometría,
discretización,
contacto,
condiciones
de
frontera
y
desplazamiento. De esta manera, las diferencias obtenidas en la
respuesta
numérica
estuvieron
asociadas
a
la
definición
constitutiva empleada para cada material.
Una vez implementados los parámetros hiperelásticos
C₁₀
y
D₁
correspondientes a cada material, se evaluó mediante elementos
finitos
la
respuesta
del
dust
boot
bajo
las
condiciones
de
compresión
y
extensión
definidas
en
la
Sección
II-E.
Para
asegurar
una
comparación
directa
entre
los
materiales,
se
mantuvieron
constantes
la
geometría,
la
discretización,
las
condiciones
de
contacto,
las
condiciones
de
frontera
y
los
desplazamientos aplicados. Los resultados se analizaron a partir
de la distribución del esfuerzo equivalente de von Mises y de
los valores máximos locales obtenidos para cada material.
La Figura 9 presenta la distribución del esfuerzo equivalente de
von Mises obtenida para el Elastoprene durante la condición de
extensión. El
esfuerzo máximo local
fue de 32.20 MPa y se
localizó
en
la
región
inferior
del
componente,
próxima
a
la
transición entre los pliegues y la zona de sujeción. En el resto
de
los
pliegues
se
observaron
valores
de
esfuerzo
predominantemente
menores,
aproximadamente
entre
0
y
15.549 MPa.
Fig.
9.
Distribución
de
esfuerzos
para
el
material
TPV.
(Elaboración
Propia,2026.)
Para
la
mezcla
POE/PP
50/50
se
obtuvo
el
mayor
esfuerzo
máximo
local
de
los
tres
materiales,
alcanzando
84.47
MPa
durante
la
condición
de
extensión.
Como
se
muestra
en
la
Figura
10,
el
máximo
se
localizó
en
la
región
inferior
del
componente, mientras que, de acuerdo con la distribución de
esfuerzos mostrada en la escala de Abaqus, en el resto de los
pliegues se observaron valores entre 12.0 y 40.500 MPa. Ver
figura 10
Fig. 10. Distribución de esfuerzos para la mezcla POE/PP 50-50. (Elaboración
Propia, 2026.)
Para la mezcla POE/PP 70/30 se obtuvo un esfuerzo máximo
local de aproximadamente 41.00 MPa durante la condición de
extensión, ver Figura 11. Para este caso, el máximo también se
localizó en la región inferior del componente y según con la
65
REVISTA INCAING ISSN 24489131 (septiembre-octubre2026) pp 57-68
distribución de esfuerzos mostrada en la escala de Abaqus, en
el resto de los pliegues se observaron valores en el rango de 0 y
20.00 MPa.
Fig. 11. Distribución de esfuerzos para la mezcla POE/PP 70-30. (Elaboración
Propia,2026.)
A partir de los resultados obtenidos para los tres materiales, se
realizó
una
comparación
directa
de
los
esfuerzos
máximos
locales desarrollados bajo la misma condición de extensión. La
Tabla IX resume los valores obtenidos para cada caso.
.
Tabla IX Esfuerzos máximos locales obtenidos mediante FEM durante
rebound (extensión).
|
Material
|
Esfuerzo máximo
local (MPa)
|
Intervalo predominante en los
pliegues (MPa)
|
|
Elastoprene
|
≈32.20
|
10
–
15
|
|
POE/PP
50/50
|
≈84.47
|
24
–
40
|
|
POE/PP
70/30
|
≈41.00
|
13
–
20
|
Nota: Los intervalos corresponden a los valores predominantes observados en
la distribución de esfuerzos y en la escala de resultados de Abaqus, excluyendo
los máximos localizados.
La comparación de los resultados numéricos mostró diferencias
entre los tres materiales. El Elastoprene presentó un esfuerzo
máximo local de aproximadamente 32.20 MPa, mientras que la
mezcla POE/PP 70/30 alcanzó 41.00 MPa, correspondiente a
una diferencia de aproximadamente 8.8 MPa (21%). La mezcla
POE/PP 50/50 presentó el mayor esfuerzo máximo local, con
84.47 MPa, aproximadamente 52.3 MPa por encima del valor
obtenido
para
el
Elastoprene.
Fuera
de
los
máximos
localizados, se observaron intervalos de esfuerzo aproximados
de
10
–
15
MPa
para
Elastoprene,
13
–
20
MPa
para
POE/PP
70/30 y 24
–
40 MPa para POE/PP 50/50. De los dos materiales
POE/PP
evaluados,
la
mezcla
70/30
presentó
valores
numéricamente más próximos a los obtenidos para el TPV de
referencia,
tanto
en
el
esfuerzo
máximo
local
como
en
los
intervalos
observados
en
los
pliegues.
Los
tres
modelos
completaron la secuencia de desplazamiento establecida hasta
alcanzar
la
condición
de
extensión.
Los
valores
máximos
reportados corresponden a concentraciones locales de esfuerzo
obtenidas mediante FEM y se utilizaron para la comparación
numérica de los tres materiales bajo las mismas condiciones de
simulación.
IV.
D
ISCUSIÓN
Los
resultados
experimentales
y
numéricos
muestran
que
la
respuesta del
dust boot
no estuvo determinada únicamente por
las propiedades obtenidas mediante los ensayos de tensión, sino
también por la interacción entre el comportamiento del material
y la geometría del componente. Experimentalmente, la mezcla
POE/PP
50/50
presentó
el
mayor
módulo
de
tensión
(Eₜ
=
519.29 ± 23.80 MPa) y esfuerzo máximo (
σ
ₘ = 15.40 ± 0.40
MPa),
mientras
que
el
Elastoprene
presentó
la
mayor
deformación a la ruptura (
εᵦ
= 476.21 ± 32.40 %). Por su parte,
la
mezcla
POE/PP
70/30
presentó
los
menores
valores
promedio para las tres propiedades evaluadas. Estas diferencias
pueden relacionarse con la composición de las mezclas, ya que
la proporción entre PP y POE influye en la rigidez y capacidad
de
deformación
del
sistema
polimérico
(Ward
&
Sweeney,
2013).
El
análisis
estadístico
permitió
precisar
estas
diferencias.
La
mezcla POE/PP 50/50 no presentó diferencias estadísticamente
significativas respecto al Elastoprene para
σ
ₘ (p = 0.7766) y
εᵦ
(p = 0.2302), aunque sí para Eₜ (p < 0.001). En contraste,
la
mezcla
POE/PP
70/30
presentó
diferencias
significativas
respecto al TPV en las tres propiedades evaluadas. Esto indica
que
la
formulación
50/50
presentó
una
mayor
similitud
experimental
con
el
material
de
referencia
en
términos
de
esfuerzo máximo y deformación a la ruptura, pero no en rigidez.
Por lo tanto, la proximidad en propiedades individuales entre
materiales no implica necesariamente una respuesta mecánica
equivalente bajo otras condiciones de deformación.
Las
diferencias
experimentales
también
se
reflejaron
en
los
parámetros
determinados
para
el
modelo
Neo-Hookeano.
La
mezcla POE/PP 50/50 presentó el mayor valor de
C₁₀
(81.00
MPa), seguido de la mezcla POE/PP 70/30 (39.31 MPa) y el
Elastoprene (30.87 MPa). Asimismo, los valores de
C₁₀
y
D
₁ de
la mezcla POE/PP 70/30 fueron numéricamente más próximos
a los obtenidos para el TPV. Esta relación adquirió relevancia
al
implementar
los
materiales
en
el
modelo
del
dust
boot
,
debido
a
que
estos
parámetros
definieron
la
respuesta
constitutiva utilizada para representar cada material durante la
simulación.
En la simulación por elementos finitos, los esfuerzos máximos
locales fueron de 32.195 MPa para el Elastoprene, 40.997 MPa
para
la mezcla
POE/PP 70/30 y 84.473 MPa para
la mezcla
POE/PP
50/50.
Debido
a
que
en
los
tres
materiales
estos
máximos se concentraron en una región reducida y en la misma
zona
del
componente,
se
conservaron
como
referencia;
sin
embargo,
la
comparación
de
la
respuesta
general
se
apoyó
principalmente en los intervalos de esfuerzo observados a lo
largo
de
los
pliegues.
Estos
fueron
aproximadamente
de
0-
20.00 MPa para el Elastoprene, 0-15.549 MPa para la mezcla
POE/PP
70/30
y
0-40.500
MPa
para
la
contraparte
POE/PP
50/50. De esta manera, la mezcla POE/PP 70/30 presentó una
distribución
y
niveles
de
esfuerzo
más
próximos
a
los
observados para el TPV, mientras que la mezcla POE/PP 50/50
desarrolló
esfuerzos
considerablemente
mayores
durante
la
condición de extensión.
66
REVISTA INCAING ISSN 24489131 (septiembre-octubre2026) pp 57-68
El
contraste
entre
estos
intervalos
y
los
resultados
experimentales
permite
observar
con
mayor
claridad
las
diferencias
entre
ambas
condiciones
de
evaluación.
Para
el
Elastoprene, su esfuerzo máximo experimental (
σ
ₘ = 14.87 ±
2.04 MPa) se encuentra dentro del intervalo de esfuerzos (10
–
15 MPa) en los pliegues obtenido en la simulación numérica.
Por otro lado, para
la mezcla POE/PP 70/30, el intervalo
de
esfuerzos obtenidos en la simulación (13
–
20 MPa) se encontró
por encima de su
σ
ₘ experimental
(10.21 ± 0.37 MPa), mientras
que la mezcla POE/PP 50/50 presentó la mayor diferencia entre
el
esfuerzo
máximo
experimental
y
el
rango
obtenido
en
la
simulación numérica, siendo de 15.40 ± 0.40 MPa y de 24
–
40
MPa, respectivamente.
Así, aunque
la mezcla
POE/PP 50/50
presentó experimentalmente valores de
σ
ₘ y
εᵦ
sin diferencias
estadísticamente significativas respecto al TPV, esta similitud
no se mantuvo al implementar el material en la geometría del
dust
boot
.
En
cambio,
la
mezcla
POE/PP
70/30,
a
pesar
de
presentar
diferencias
significativas
respecto
al
TPV
en
las
propiedades
experimentales,
mostró
una
distribución
de
esfuerzos
numéricamente
más
próxima
a
la
del
material
de
referencia.
Este
comportamiento
puede
analizarse
en
conjunto
con
las
diferencias
de
rigidez
y
los
parámetros
hiperelásticos.
La
mezcla
POE/PP 50/50 presentó simultáneamente el mayor Eₜ,
el mayor
C₁₀
y los mayores niveles de esfuerzo en los pliegues,
mientras que la mezcla POE/PP 70/30 presentó valores de
C₁₀
y
D₁
más
próximos
a
los
del
TPV
y
una
distribución
de
esfuerzos
también
más
cercana
a
la
observada
para
este
material.
Esto
muestra
que
la
similitud
en
σ
ₘ
y
εᵦ
obtenida
mediante tensión uniaxial no fue suficiente para reproducir una
respuesta semejante dentro del
dust boot
, donde la rigidez, la
respuesta
constitutiva
y
las
restricciones
impuestas
por
la
geometría intervienen conjuntamente en el comportamiento del
componente.
Finalmente, la comparación entre los esfuerzos experimentales
y numéricos debe interpretarse considerando que corresponden
a
condiciones
mecánicas
diferentes.
El
ensayo
experimental
representa una condición de tensión uniaxial, mientras que el
modelo
del
dust
boot
incorpora
la
geometría
deformada,
las
interacciones
de
contacto
y
las
condiciones
de
frontera
aplicadas. Además, el modelo numérico no incluyó un criterio
constitutivo de daño o falla. Por lo anterior, que determinados
esfuerzos calculados mediante FEM superen el
σ
ₘ experimental
constituye
un
aspecto
relevante
de
la
comparación,
pero
no
permite establecer directamente la falla del componente. Los
resultados
permiten
analizar
cómo
las
diferencias
en
las
propiedades
y
en
el
comportamiento
constitutivo
de
los
materiales
se
reflejan
en
la
distribución
de
esfuerzos
desarrollada en el
dust boot
bajo las condiciones evaluadas.
V.
C
ONCLUSIONES
La
integración
de
la
caracterización
experimental
y
la
simulación
por
elementos
finitos
permitió
comparar
el
comportamiento de las formulaciones POE/PP 50/50 y POE/PP
70/30 con el Elastoprene utilizado como TPV de referencia en
la
fabricación
del
componente
dust
b
oot.
Los
resultados
mostraron que la similitud entre los materiales depende de la
condición
de
evaluación
y
que
la
caracterización
mediante
tensión
uniaxial,
por
sí
sola,
no
permite
representar
completamente la respuesta del material al ser implementado en
la geometría del
dust boot
.
Experimentalmente, la mezcla POE/PP 50/50 presentó la mayor
proximidad
al
TPV
en
esfuerzo
máximo
y
deformación
a
la
ruptura.
No
se
encontraron
diferencias
estadísticamente
significativas entre ambos materiales para
σₘ (p = 0.7766) ni
para εᵦ (p = 0.2302); sin embargo, sí se observó una diferencia
significativa
para
Eₜ
(p
<
0.001).
En
contraste,
la
mezcla
POE/PP
70/30
presentó
diferencias
significativas
respecto
al
TPV
en
las
tres
propiedades
evaluadas.
Estos
resultados
confirman que la similitud experimental entre las formulaciones
y el material de referencia depende de la propiedad considerada
y no implica una equivalencia general de su comportamiento
mecánico.
Por otra parte, la simulación numérica del
dust boot
mostró una
tendencia
diferente.
Aunque
los
máximos
locales
fueron
de
aproximadamente 32.195 MPa para el Elastoprene, 40.997 MPa
para
la mezcla
POE/PP 70/30
y 84.473 MPa para
la mezcla
POE/PP
50/50,
estos
valores
se
concentraron
en
una
región
localizada
del
componente.
Al
considerar
la
distribución
de
esfuerzos en los pliegues, se observaron intervalos aproximados
de 0-20.00
MPa para el
TPV,
0-15.549 MPa para
la mezcla
POE/PP 70/30 y 12 a 40.500 MPa para la contraparte POE/PP
50/50.
Bajo
las
mismas
condiciones
numéricas,
la
mezcla
POE/PP 70/30 presentó una distribución y niveles de esfuerzo
más próximos a los obtenidos para el TPV de referencia que la
mezcla POE/PP 50/50.
La mezcla POE/PP 50/50 presentó mayor similitud con el TPV
en
determinadas
propiedades
obtenidas
mediante
tensión
uniaxial, mientras que la mezcla POE/PP 70/30 reprodujo con
mayor
proximidad
la
respuesta
numérica
del
material
de
referencia cuando se considera la geometría del
dust boot
. Por
lo
tanto,
los
resultados
obtenidos
identifican
a
la
mezcla
POE/PP 70/30 como una formulación de interés para continuar
su evaluación a nivel de componente. No obstante, su posible
implementación como alternativa al TPV requiere validación
física adicional en el
dust boot
bajo condiciones representativas
de
operación,
particularmente
porque
el
modelo
numérico
empleado no incorporó un criterio constitutivo de daño o falla.
Esta evaluación se vislumbra realizar en un trabajo a futuro y
escapa
a
los
alcances
establecidos
originalmente
en
este
estudio.
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