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ADECUACION DE LA INYECTORA BOY 15, MODELAMIENTO DEL PROCESO DE INYECCIÓN Y DISEÑO DE UN PROCESO DE MOLDEO POR INYECCIÓN DE POLVOS DE HIERRO
AUTOR:
ANDRES FELIPE NIETO ALBARRACIN
200314252
PROFESOR ASESOR:
JAIRO ARTURO ESCOBAR GUTIERREZ
PhD Dr. EN INGENIERIA MECÁNICA
UNIVERSIDAD DE LOS ANDES
FACULTAD DE INGENIERIA
DEPARTAMENTO DE INGENIERIA MECANICA
BOGOTÁ, JULIO DE 2008
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Agradecimientos
A Dios por permitirme realizar este proyecto.
A mi familia por brindarme la oportunidad y los recursos necesarios para terminar satisfactoriamente este proceso. También agradezco a mis amigos y amigas, en especial a Adriana Botero y Alejandro Argüello, los cuales me acompañaron incondicionalmente durante esta etapa de la vida.
Agradezco a Camilo Cruz, estudiante de doctorado, por realizar en Francia las simulaciones que se utilizaron en este proyecto en el programa MoldFlow V. 6.1 versión académica.
Al profesor Jairo Arturo Escobar por darme la oportunidad de hacer parte de su grupo de investigación en el grupo de materiales particulados de la universidad de los Andes.
A Diego Gómez, Jarrett Smith, Juliana Serna y a todas las personas que me ayudaron durante la realización del proyecto.
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Índice
1. Introducción 5
2. CAPITULO 2: Marco teórico 8
2.1. Moldeo de polvos por inyección MPI 8
2.1.1. Introducción y estado del arte 8
2.1.2. Feedstock 10
2.1.2.1. Relación polvo ligante o carga sólida 10
2.1.2.2. Proceso de mezcla 12
2.1.2.3. Temperatura de la mezcla 15
2.1.2.4. Peletización o granulación del feedstock 17
2.1.2.5. Reología 18
2.1.3. Polvos 18
2.1.4. Sistema ligante (binder) 21
2.2. Proceso de inyección 24
2.2.1. Etapas del proceso de moldeo por inyección 24
2.2.2. Molde 27
2.2.3. Caídas presión 28
2.2.4. Fase de inyección 28
2.2.4.1. Velocidad de inyección y temperatura óptima 30
2.2.4.2. Temperatura del molde 32
2.2.4.3. Ventana de operación 33
2.2.5. Punto de cambio de control V/P ( V/P switchover) 37
2.2.6. Fase de sostenimiento 37
2.2.7. Dosificación 38
2.2.8. Fase de enfriamiento y expulsión de las piezas 39
2.2.9. Calidad de la pieza moldeada 40
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2.3. Simulación por computadora del proceso de moldeo 41
2.4. Sistema hidráulico de las inyectoras 41
2.4.1. Bombas 43
2.4.2. Válvulas hidráulicas 46
2.4.2.1. Válvulas de control de cambio de dirección de flujo 47
2.4.2.2. Válvulas de control de flujo 53
2.4.2.3. Válvulas de control de presión 54
2.5. Propiedades y caracterización de los materiales moldeados por inyección 56
3. CAPITULO 3: Metodología y procedimiento 58
3.1. Actividades y procedimiento para arreglar y poner en marcha de la inyectora 58
3.2. Metodología para determinar el funcionamiento de la inyectora 61
3.2.1. Análisis del plano hidráulico 62
3.2.1.1. Grupos de trabajo 62
3.2.1.2. Identificación de los elementos hidráulicos del plano 64
3.2.1.2.1. Identificación física de las válvulas y electroválvulas de la inyectora BOY 15 65
3.2.2. Hipótesis acerca del funcionamiento y alcance de la inyectora BOY 15 74
3.2.3. Comprobación experimental de la hipótesis 77
3.3. Procedimiento para diseñar un feedstock 78
3.3.1. Selección de los polvos 78
3.3.2. Selección del sistema ligante 79
3.3.2.1. Sistemas ligantes de la literatura 80
3.3.3. Concentraciones del feedstock 80
3.4. Diseño del proceso de mezcla 80
3.4.1. Parámetros 80
3.4.2. Densidades de los componentes del feedstock 81
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3.4.3. Proceso de mezcla 82
3.5. Caracterización del feedstock (de la literatura) 84
3.6. Procedimiento para determinar los parámetros de moldeo 87
3.6.1. Fase de inyección y Simulaciones 87
3.6.2. Etapa de sostenimiento , enfriamiento y expulsión 87
4. CAPITULO 4:Resultados y análisis de resultados 91
4.1. Plano hidráulico y funcionamiento de la inyectora 91
4.2. Selección del sistema ligante y carga sólida 93
4.3. Ventana de operación 96
4.4. Parámetros óptimos 108
4.5. Implementación de los parámetros en la inyectora 112
4.6. Resultados finales 113
4.7. Evaluación del molde 114
5. Conclusiones y recomendaciones 115
6. Referencias 116
7. Anexos 125
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1. Introducción
El moldeo de polvos por inyección (MPI) es una tecnología de gran desarrollo en los últimos 25 años debido a la g
ran cantidad de ventajas que presenta frente a otros procesos de manufactura. Principalmente se caracteriza por permitir la fabricación de piezas con geometrías y formas complejas, que con otros procesos serían muy costosas de producir. Por otra parte esta tecnología también permite controlar las características micro estructurales de los materiales, lo cual hace de esta técnica un proceso muy completo para producir piezas de alto rendimiento [Ref. 1, 10].
El moldeo de polvos por inyección (MPI) utiliza las ventajas del moldeo por inyección de plásticos para darle formas complejas a una masa inyectable llamada “feedstock”. Esta masa se compone de polvos metálicos y una base polimérica que le da las características reológicas para poder ser moldeada. Ya que el sinterizado en la metalurgia de polvos se realiza en etapas que permiten una pre sinterización la forma obtenida durante el moldeo no se pierde. El MPI tiene la capacidad de producir un gran volumen de piezas con formas complejas, alrededor de 10.000 a 1.000.000 de elementos por año. Otra de las ventajas que posee el MPI es la capacidad de procesar piezas compuestas por materiales con un alto punto de fusión como el tungsteno, los cerámicos y otros metales [Ref. 1].
En el país la industria desconoce en gran parte la existencia de esta tecnología y las ventajas que tiene frente a otros procesos. Hay muchos factores por los cuales no se ha podido desarrollar una industria de este tipo en el país, pero su discusión difiere de la intención de este proyecto. Por esta razón el deseo de este proyecto es aportar en el proceso de exploración de nuevas tecnologías, para ayudar en el desarrollo e implementación de las mismas en el país. Y que mejor área que la metalurgia de polvos y el moldeo de polvos por inyección para generar esta base de conocimientos.
A causa de la falta de conocimiento en el moldeo de polvos por inyección no hay ninguna industria en el país que utilice esta técnica para fabricar algún tipo de piezas. Por esta razón se puede decir que esta es un área en la cual todo está por hacerse y desarrollarse en el país en el cual es necesario promover y avanzar hacia el uso de técnicas más productivas y con mejores niveles de calidad.
Este proyecto tiene un alcance exploratorio de las tecnologías que se utilizan en el MPI especialmente en la maquinaria necesaria para poder llevar a cabo el moldeo de las piezas, es decir, las inyectoras comunes de plásticos con algunas mejoras y adaptaciones. También se quiere determinar un procedimiento lógico para llegar a diseñar un “feedstock” con propiedades mecánicas, reológicas, químicas y térmicas óptimas para poder determinar los parámetros óptimos del proceso de inyección.
Básicamente los objetivos son:
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• Arreglar y poner en marcha una inyectora con el fin de utilizarla para implementar un proceso de moldeo de polvos por inyección
• Estudiar el funcionamiento hidráulico de las máquinas de moldeo por inyección para entender el funcionamiento de una inyectora de la cual no se tiene certeza de los componentes hidráulicos con los que cuenta
• Formular y Comprobar el funcionamiento hidráulico de la inyectora mostrando los alcances y funciones que la máquina puede realizar.
• Realizar una búsqueda bibliográfica con el fin de obtener un mayor conocimiento sobre el proceso de moldeo de polvos por inyección para diseñar un proceso de estos.
• Seleccionar e importar los polvos de hierro con propiedades y características óptimas para usos en el MPI.
• Seleccionar y modificar los componentes de un sistema ligante apropiado para diseñar un proceso de mezcla basado en el funcionamiento de las máquinas y herramientas del laboratorio
• Determinar los parámetros óptimos de inyección para moldear muestras cilíndricas del feedstock de hierro diseñado con ayuda de simulaciones por computadora.
En este proyecto se realizará la adecuación de la inyectora BOY 15 del laboratorio y se analizará el funcionamiento y alcance de la misma en un proceso de moldeo de polvos por inyección. También se realizará el diseño de un feedstock haciendo énfasis en la selección del polvo y de las características del sistema ligante. Por medio de un programa de simulación se van a determinar los parámetros óptimos de inyección de limitando la ventana de operación.
El documento se divide en 7 capítulos, estos son: Introducción, Marco teórico, Metodología y procedimiento, resultado y análisis, conclusiones y recomendaciones, referencias y anexos. En el marco teórico se realizarán una revisión de los fundamentos teóricos del MPI, del proceso de moldeo por inyección en plásticos y polvos y de los elementos hidráulicos de las inyectoras. En el capítulo de metodología y procedimiento se muestran las actividades para arreglar y poner en marcha una inyectora, y después se determinó la metodología que se usó para determinar el funcionamiento y el alcance de la inyectora. Para la metodología se utilizó el método científico para generar una hipótesis acerca del funcionamiento de la inyectora, y posteriormente esta hipótesis se comprobó por medio de un experimento de Taguchi (Mapeo de sistemas). En el experimento de Taguchi la hipótesis es comprobada. Además de generar una hipótesis acerca del funcionamiento de la inyectora se propondrán y llevarán a cabo los pasos para diseñar un feedstock con buenas propiedades reológicas, químicas y mecánicas. Es importante seleccionar e importar el polvo de hierro para que se pueda fabricar el feedstock en futuros trabajos. Para seleccionar el sistema ligante del feedstock se escogerán una serie de ligantes de la literatura y se analizaran individualmente con el fin de identificar sus ventajas y desventajas para procesas polvos de hierro. Por medio de este análisis se seleccionará un sistema ligante.
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Por último se formulará y se realizará un procedimiento para determinar los parámetros óptimos de inyección por medio de simulaciones por computador. En esta etapa del proceso se hará énfasis en la delimitación de la ventana de operación de acuerdo a las características de la cavidad de la muestra cilíndrica del molde fabricado por Jarrett Smith.
En el capítulo de resultados se llevará a cabo el análisis del experimento para refutar o aprobar la hipótesis acerca del funcionamiento y el alcance de la inyectora, además se mostrará el plano hidráulico actualizado de la inyectora. Después de analizar los resultados se generarán las conclusiones del trabajo realizado en el proyecto, de las cuales cabe resaltar que la máquina si sigue el comportamiento generado por la hipótesis y que el procedimiento realizado para determinar los parámetros óptimos es viable y da resultados usuales en el MPI. En la última etapa del proceso se mostrará un listado de recomendaciones para futuros proyectos. Y finalmente se mostrarán las referencias y los anexos utilizados para el desarrollo del proyecto.
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2. CAPITULO 2: Marco teórico
2.1. Moldeo de polvos por inyección
2.1.1. Introducción y estado del arte
En la década de los 70´s el uso del MPI se inició principalmente para fabricar piezas de alúmina de alta pureza por parte de la compañía Parmatech de California. Inicialmente se fabricaron sustratos cerámicos para hornos y guías para cables, pero cabe resaltar que el moldeo de polvos cerámicos por inyección MCI como tecnología tiene sus inicios en el año 1937 con los estudios realizados por Schwartzwalder para producir aislantes de bujías para motores de combustión interna. Sin embargo el MPI fue reemplazado en gran parte por la micro fundición durante el periodo de 1937 hasta comienzos de 1970 [Ref. 10].
Después de esto muchas compañías empezaron a realizar extensas investigaciones a finales de los 70´s, y aproximadamente 30 empresas en Estados Unidos alcanzaron un nivel razonable de capitalización y conocimiento en el tema. Algunas de estas empresas no tuvieron éxito en el uso del MPI pero las que lograron cierto nivel de superación han seguido realizando avances y se han convertido en compañías grandes y fuertes [Ref. 10].
El uso del MPI en materiales magnéticos suaves gana terreno frente a la metalurgia de polvos convencional MP ya que esta permite fabricar piezas con: formas complejas y no axiales, composiciones químicas más puras, tolerancias dimensionales estrechas y esfuerzos residuales bajos. Con lo cual se logra mejorar el rendimiento de los materiales magnéticos suaves fabricados por el MPI [Ref. 1, 10].
La dinámica económica del MPI en los últimos 30 años ha sido exitosa, con un crecimiento de 50% de la producción por año o doblando las ventas cada 21 meses. En 1995 la cantidad de dinero movido por el MPI fue de US$ 300 millones repartido en el procesamiento de diferentes materiales de la siguiente forma: 35% en cerámicos, 5% a 10% en carburos y el resto en metales. Por esta razón el MPI se está convirtiendo actualmente en una de las técnicas de manufactura más versátiles que existen [Ref. 1].
En la parte técnica actualmente las empresas (multinacionales) tienen un buen dominio de los procesos de selección y mezcla del feedstock y sus componentes, y han logrado controlar el proceso de inyección lo suficiente para generar piezas libres de defectos o por lo menos lo necesario para generar piezas con buenas propiedades mecánicas y químicas además de tolerancias dimensionales y geométricas más que aceptables [Ref. 1]. Sin embargo en Colombia los únicos trabajos desarrollados han sido los proyectos realizados en la universidad de los Andes en el desarrollo de feedstocks de acero inoxidable y titanio elemental.
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Figura 1 [Ref. 1]: Proceso de moldeo de polvos por inyección MPI
El proceso de moldeo de polvos por inyección como proceso industrial se compone de 5 subprocesos principalmente. El primero de estos pasos es la mezcla del polvo metálico y el sistema ligante con lo cual se obtiene una masa llamada feedstock. El sistema ligante es una mezcla de polímeros en el que cada componente tiene una función específica para darle al feedstock las propiedades óptimas para poder ser sometido a un proceso de moldeo por inyección. El segundo subproceso es la granulación o peletización del feedstock, la cual se hace con el fin de poder manipular e introducir la mezcla de polvos y ligante en la inyectora. El tercer subproceso es el moldeo por inyección en el cuál se le da la forma deseada al feedstock, esta parte del proceso es bastante crítica ya que es propensa a la generación de una gran cantidad de defectos en las piezas. Cabe decir que todos los defectos generados en alguna de las etapas del MPI no se podrán eliminar en etapas posteriores, aun más tenderán a magnificarse [Ref. 1].
Una vez se le ha dado la forma al feedstock, el siguiente subproceso es la etapa de extracción del sistema ligante por métodos químicos, seguido por la extracción de ligantes térmicamente. Finalmente se sinteriza la pieza para que se unan los polvos químicamente con el fin de darle propiedades mecánicas a la pieza similares a las obtenidas por otros procesos como la fundición, el maquinado o la micro fundición. En algunos casos es necesario realizar operaciones secundarias como maquinado o rectificado después de una primera fase de sinterizado. El alcance de este proyecto va hasta la etapa de moldeo por inyección, por lo cual para cumplir con este objetivo se realizara el diseño y la implementación de los primeros 3 subproceso [Ref. 1].
Durante la etapa de mezcla de los polvos con el sistema ligante el principal objetivo es obtener una mezcla homogénea de polvo y ligante sin aglomeraciones de polvo y con la mayor cantidad de polvo posible sin poner en detrimento las propiedades reológicas del feedstock. Finalmente en el
Polvo Ligante
Pre mezcla
Mezcla y pelletización
Moldeo por inyección
Remoción de ligantes
Solvente Térmica
Sinterizado
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diseño del proceso de moldeo por inyección lo que se quiere hacer es determinar y seleccionar los parámetros de inyección que menor cantidad de defectos generen sobre la pieza [Ref. 1].
2.1.2. Feedstock
El feedstock es una masa que se comporta como un fluido no Newtoniano, más específicamente como un fluido pseudoplástico a temperaturas de moldeo. Se fabrica por medio de la mezcla de polvos metálicos y aditivos poliméricos denominados ligante. Hay varios factores que determinan las propiedades de un feedstock, pero las que más repercuten en el comportamiento de este son: características del polvo, composición del sistema ligante, método de mezclado y forma de peletización o granulación.
El sistema ligante es el encargado de darle las propiedades reológicas al feedstock para poder ser moldeado. Sin embargo se debe diseñar el feedstock no solo para poder moldearlo fácilmente, también es necesario tener un control sobre la cantidad de polvo que se agrega a la mezcla ya que este determinará la estabilidad de las dimensiones finales de la pieza. Por otra parte el sistema ligante tiene una repercusión bastante alta sobre la pureza de la aleación o el elemento metálico después de los procesos de remoción de ligantes y de sinterizado [Ref. 1].
2.1.2.1. Relación polvo ligante o carga sólida
Hay un balance óptimo entre la cantidad de polvo y ligante que produce las mejores propiedades de índice de moldeabilidad, retención de la forma, densificación y deformación final de la pieza sin crear aumentos sustanciales en la viscosidad de la mezcla cuándo se inyecta. La relación entre la cantidad de polvo y ligante suele llamarse carga sólida y suele determinar el éxito del proceso del MPI en futuros pasos. Hay tres posibles situaciones en la selección de la carga sólida las cuales se muestran en la figura 2 [Ref. 1, 8].
Figura 2 [Ref. 8]: Posibles situaciones en la mezcla del polvo y el ligante. a) Con exceso de polvo, b) Carga sólida crítica y c) Con exceso de ligante.
La primera situación (a) resulta en altos niveles de viscosidad y burbujas de aire que dificultan dramáticamente el proceso de moldeo, además estas burbujas de aire pueden generar fracturas durante la extracción de ligantes. A medida que disminuye la cantidad de polvo en la mezcla se llega al punto de la carga crítica (b), en esta situación la cantidad de ligante es suficiente para llenar todos los espacios inter particulares y además los polvos se encuentran extremadamente
Vacío Partícula Ligante
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juntos de tal forma que las partículas se encuentran en un contacto puntual. Trabajar a una carga sólida crítica no asegura buenas propiedades reológicas ya que la viscosidad es muy alta debido a la fricción inter particular que se crea con el contacto puntual de cada polvo. Por esta razón se suele trabajar 2% en volumen por debajo del punto crítico de carga ya que si se llega a exceder la carga sólida así sea por pequeños incrementos de polvo el aumento en la viscosidad es excesivo y empiezan a aparecer burbujas de aire nuevamente. La tercera situación (c) es cuándo se tiene un exceso de ligante en la mezcla, y aunque los valores de viscosidad en esta situación suelen ser menores que en las anteriores 2 situaciones, un exceso de ligante genera la separación del ligante con el polvo durante el moldeo o se crean rebabas en la pieza. Otro defecto generado por un exceso de ligante son los rechupes en la pieza ya que las partículas no se mantienen en una sola posición durante la extracción del ligante [Ref. 1, 8].
La cantidad de ligante que se debe tener en la mezcla depende de la capacidad de empaquetamiento de los polvos, es por esta razón que polvos con distribuciones de polvo más amplias con formas esféricas generan cargas sólidas más altas. Con el fin de cuantificar la carga sólida volumétrica se propone en la ecuación 1.
Ecuación 1 [Ref. 1]: es la carga sólida volumétrica, es el peso del polvo, es la densidad del
polvo, el peso del ligante y la densidad del sistema ligante.
La carga sólida se expresa en porcentaje y suele estar entre 55% a 65% vol. para un proceso usual de MPI. La carga sólida óptima suele ser un poco menor a la crítica ya que esto permite tener viscosidades bajas y además permite que las partículas de polvo estén lo suficientemente cerca durante la remoción de ligantes y el sinterizado para poder retener la forma. Otro punto para trabajar unos puntos por debajo de la carga sólida crítica es la mejor lubricación, lo que ayuda a facilitar el moldeo. La densidad teórica del feedstock se puede obtener por medio de la siguiente formula [Ref. 1].
Ecuación 2 [Ref. 1]: Densidad teórica del feedstock
En esta ecuación Φ es la carga sólida volumétrica, ρp es la densidad del polvo y ρB es la densidad del ligante. En la práctica la densidad del feedstock es menor al valor teórico de , ya que en
algún grado se tiene la presencia de burbujas de aire o algún otro contaminante. En la industria es más común y cómodo manejar los porcentajes de carga sólida y del ligante en peso. El valor de la carga sólida teórica en peso se determina por medio de la ecuación 3.
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Ecuación 3 [Ref. 1]: Porcentaje de carga sólida en peso
Normalmente un sistema ligante basado en ceras como la parafina (PW), surfactantes como el ácido esteárico (EA) y polímeros de cadenas largas como: el polipropileno (PP), el polietileno (PE) o el EVA. Tienen densidades entre 0,9 a 1 g/cm3. Un ejemplo de las consecuencias de trabajar con porcentajes de carga sólida diferente al óptimo se muestra en el anexo 17 [Ref. 1].
Hay varias técnicas para determinar la carga sólida crítica. Algunos de estos métodos miden viscosidades, torques, índice de fluidez y densidades. El método de la densidad es bastante exacto, pero muy demorado y engorroso. Se basa en el principio de que el feedstock debe tener una densidad muy parecida o igual a la teórica, pero cuando se alcanza la carga sólida crítica empiezan a aparecer burbujas de aire debido a la deficiencia de ligante. Estas burbujas de aire hacen que la densidad teórica varíe significativamente en comparación con la experimental, ya que al aparecer burbujas de aire disminuye la densidad. Los métodos reológicos miden el momento en el cual la viscosidad aumenta desproporcionadamente con el aumento de la cantidad de polvo en la mezcla. El método por torque mide el torque en el mezclador y en el momento que el torque aumenta dramáticamente se dice que se alcanzó la carga sólida crítica. En el anexo 14 se muestra con más detalle el fundamento teórico de cada uno de estos métodos [Ref. 1].
El grado de empaquetamiento de los polvos es el primer indicador que permite inferir sobre la carga sólida crítica del feedstock. Un polvo que empaqueta a altas densidades necesita menos ligante para el proceso de moldeo, ya que la amplia distribución de tamaños permite llenar más espacios con polvo en vez de ligante. En polvos de tamaños medios inferiores a 2.5 µm y con una distribución estrecha la carga sólida empieza a verse seria mente afectada. Esto ocurre porque en la mezcla cada partícula de polvo tiene que estar recubierta por una capa mínima de ligante y a su vez todos los espacios entre partículas deben estar igualmente llenos de ligante, sin embargo estas capas tiende a tener un tamaño mínimo aproximado de 0.07 µm. Si el polvo es muy pequeño se tiene una gran cantidad de área superficial lo que hace que se invierta mucho volumen tratando de cubrir toda la superficie de los polvos disminuyendo la cantidad de volumen de polvo en la mezcla, además el hecho de que tenga una distribución estrecha va a hacer que no se logren llenar la mayoría de los espacios con polvo [Ref. 1].
Uno de los aspectos que se debe tener en cuenta durante el diseño de un sistema ligante es la presencia de un surfactante. Este componente permite mejorar la adherencia del polvo al resto del sistema ligante por medio de adsorción química, lo que permite que la carga sólida aumente [Ref. 1].
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2.1.2.2. Proceso de mezcla
Durante el mezclado se intenta tener mezclas lo más homogéneas posibles, ya que cualquier defecto que quede remanente en esta etapa no se podrá corregir posteriormente en las etapas de moldeo, extracción de ligantes y sinterizado. La forma óptima de mezclado se puede llevar a cabo con el esfuerzo cortante más alto, pero sin llegar a dañar las partículas de polvo o sobrecalentar el sistema ligante. Un feedstock mezclado correctamente presentará una dispersión homogénea de los polvos en el ligante sin aglomerados o burbujas de aire [Ref. 1].
Las inhomogeneidades en un feedstock por lo general se presentan en 2 formas separación del polvo y el sistema ligante o segregación de polvo. Los polvos se separan del sistema ligante principalmente por la diferencia en densidades, tamaños o forma. Esta separación resulta en distorsiones de las piezas sinterizadas y finalmente todas las inhomogeneidades se crearán altas viscosidades durante el moldeo y bajas densidades después del sinterizado. También se puede decir que un feedstock con altos niveles de homogeneidad va a mostrar un encogimiento durante el sinterizado uniforme e isotrópico [Ref. 23].
La facilidad con la que se des aglomeran los polvos y son mojados por el sistema ligante depende de la forma y el tamaño de estos. Partículas pequeñas menores a 1 µm tienden a aglomerarse más fácil por la alta energía superficial que tienen y requieren tiempos de mezclado más largos, y además disminuyen la carga sólida óptima y crítica del feedstock. Por otra parte las partículas de formas irregulares o no esféricas también ponen en detrimento las propiedades reológicas y la carga sólida óptima pues no logran empaquetarse a niveles altos y además presentan orientaciones durante el moldeo que finalmente resulta en un encogimiento anisotrópico durante la extracción de los ligantes y el sinterizado[Ref. 1].
Hay varios métodos para evaluar la homogeneidad del feedstock, estas son:
‐ Análisis termo gravimétrico de las muestras [Ref. 23]:
‐ Observando la distribución de la porosidad en las piezas pre sinterizadas [Ref. 24]:
‐ Analizando los gradientes de densidad de varias muestras del feedstock [Ref. 25, 24]:
‐ Utilizando técnicas de microscopía electrónica SEM para ver como se distribuye el polvo en el sistema ligante [Ref. 23]:
‐ Monitoreando el nivel y la homogeneidad del torque durante el mezclado [Ref. 24, 25]:
‐ Medición de la viscosidad y su variación durante la prueba [Ref. 1]
A pesar que hay muchas formas de medir el nivel de homogeneidad del feedstock, uno de los problemas es delimitar la escala a la cual se presenta la segregación de los polvos. Si se trata de observar la segregación en muestras muy grandes lo más probable es que no se podrá identificar ningún cambio, pero si por el contrario la muestra es muy pequeña la cantidad de partículas que
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se tienen no permitirá validar ningún resultado. El tamaño de una muestra representativa para ver segregaciones sobre todo en el método de la densidad es de 0.1 cm3 [Ref. 1].
Hay 2 formas de mezclar los polvos con el sistema ligante. Se puede mezclar en seco los componentes del sistema ligante con los polvos y después introducirlos en el mezclador o se pueden agregar los componentes del sistema ligante en el mezclador, pre calentarlos y después empezar a agregar el polvo poco a poco. El segundo método tiene muchas variantes entre las cuales está empezar a agregar los componentes del sistema ligante en el mezclador empezando por el de más alto punto de fusión y terminando en el de menor punto de fusión; o simplemente se pueden agregar todos los componentes del ligante a la temperatura de mezclado y esperar a que se estabilice la temperatura antes de empezar a agregar el polvo. En aplicaciones industriales, más precisamente de producción donde ya no se tiene intenciones de determinar concentraciones de polvo o componentes de los sistemas ligantes se puede mezclar primero el polvo con el surfactante para minimizar los tiempos de mezclado y la homogeneidad del feedstock [ref. 1]. Esto ocurre debido que el polvo se adhiere al surfactante por medio de adsorción química y luego cuando el polvo es agregado al ligante fundido este rompe los clústeres de polvo por medio de acción capilar, lo que resulta en lubricación de los polvos y una continua des aglomeración [Ref. 14].
Durante el mezclado lo primero que sucede es el rompimiento de los clústeres de polvo por medio de cortante lo que hace que el tamaño de estas aglomeraciones disminuya con el tiempo hasta que el sistema ligante logra dispersar todos los polvos. Este proceso sigue el comportamiento de la ecuación 4 [Ref. 1].
Ecuación 4 [Ref. 1]: Ho es la condición inicial de homogeneidad, t es el tiempo de mezclado, α, C y k son constantes dependientes del tipo del mezclador, características del polvo, condición
superficial y aglomeración inicial.
Figura 3 [Ref. 1]: Tipos de mezcladores.
Extrusora de doble tornillo Extrusora de 1 tornillo
Leva gemela Mezclador tipo sigma
Planetario doble Pistón extrusor
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Como se puede ver en la figura 3 hay varios tipos de equipos para mezclar los componentes del feedstock, entre ellos se encuentra el mezclador: de doble tornillo extrusor, tornillo extrusor, de cámara de doble leva, de tipo de aspas de tipo sigma, de doble planetario y de pistón extrusor. Todos estos sistemas tienen diferentes características pero todos han sido diseñados tratando de suministrar la mayor cantidad de cortante por igual en la mayor cantidad del volumen del feedstock. Los mezcladores de la figura 8 tienen áreas diferentes donde se realiza la aplicación de cortante máximo y en general estas zonas son las más propensas al desgaste y a la abrasión.
De los anteriores mezcladores el de mayor rendimiento es el de doble tornillo extrusor ya que permite crear los cortantes más altos, lo que permite mezclar el polvo y el ligante en el menor tiempo posible y con temperaturas más altas que cualquier otro tipo de mezclador. En este mezclador los tornillos rotan en direcciones opuestas y conducen el feedstock por el barril precalentado hasta que lo expulsa por medio del dado de salida.
En el proceso de mezclado del feedstock se ha demostrado que amplios tiempos de mezclado permiten crear feedstocks más homogéneos pero también promueven la degradación del sistema ligante y la contaminación del feedstock por lo cual los mezcladores de doble tornillo son más eficientes. La desventaja de este tipo de mezcladores es su costo, pero si se evalúan los resultados de este tipo de mezclador se llega a la conclusión de que son más eficientes. Los mezcladores de tipo sigma y planetario son más económicos pero generan menores niveles de homogeneidad y además generan la mayor cantidad de contaminantes en el feedstock ya que los tiempos de mezclado en estos sistemas son más largos. Con el fin de mitigar los niveles de contaminación en el feedstock los mezcladores deben ser construidos con materiales bastante duros y con acabados superficiales suaves o con rugosidades pequeñas.
Como se puede ver en la figura 8 casi todos los mecanismos de mezclado se basan en la rotación de elementos (aspas, tornillos, etc) y cada una de estas máquinas tiene un rango de velocidades óptimas. En el caso de los mezcladores sigma esta rotación varía entre 30 y 90 RPM dependiendo del tamaño del mezclador, sin embargo se han logrado realizar mezclas exitosas con una velocidad de rotación de las aspas de 35 RPM [Ref. 9].
2.1.2.3. Temperatura de la mezcla
En sistemas ligantes conformados por polímeros termoplásticos el proceso de mezclado se debe realizar a temperaturas en las cuales se pueda experimentar un esfuerzo cortante alto para poder des aglomerar los polvos. Esta temperatura de máximo cortante suele ser la temperatura de punto de fusión del ligante, que también es la temperatura de fusión más alta que se encuentra entre los componentes del sistema ligante [Ref. 9, 27]. Por ejemplo en un sistema de polipropileno (PP), parafina (PW) y ácido esteárico (EA) se tienen las siguientes temperaturas de fusión normalmente: 150 °C, 60 °C y 74 °C respectivamente. En este caso la mezcla se debería hacer a una temperatura de 150 °C que corresponde a la más alta, es decir a la del PP. Sin embargo se ha demostrado que hay un grado de miscibilidad entre la parafina y el polipropileno lo que hace que baje el punto de fusión de todo el sistema unas decenas de grados. La elección de esta temperatura se hace por 2 razones, primero que todo el sistema ligante debe estar completamente fundido para poder mojar
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todas las partículas de una forma óptima y segundo si se excede la temperatura de fusión la viscosidad bajara demasiado impidiendo la creación de cortantes altos lo que haría que no se realizara una correcta des aglomeración de los polvos [Ref. 26].
De la misma forma temperaturas altas generan la separación del polvo con el sistema ligante a causa de bajos niveles de viscosidad y además promueven gradientes de densidad en el feedstock. Este hecho se comprueba observando los gradientes de densidad de una muestra cilíndrica de feedstock, ya que las bajas viscosidades hacen que los polvos se traten de sedimentar en las zonas más profundas del equipo de mezclado. Por otra parte la temperatura de mezclado no debe sobrepasar el punto de degradación térmica de alguno de los componentes del sistema ligante [Ref. 1].
La elección de la temperatura de fusión, como temperatura de mezcla es casi definitiva para mezcladores de bajo cortante como los de tipo sigma, doble planetario, pistón extrusor o doble leva. Sin embargo en mezcladores de doble tornillo extrusor se puede mezclar a temperaturas más altas que la del punto de fusión, ya que este tipo de mezclador logra crear mayores cortantes.
La temperatura de fusión de un polímero o un sistema ligante se puede determinar por medio de un DSC (differential scanning calorimetry). Con esta técnica se observan los picos de flujo de calor, los cuales representan un cambio de fase debido a la mayor o menor necesidad de calor de la muestra para seguirse calentando (aumentando la temperatura) a una tasa estipulada. En un DSC se pueden ver 2 tipos de reacción, endotérmico y exotérmico. En el proceso endotérmico la pieza necesita entrada de calor para cambiar de fase o desaparecerla y en el exotérmico la pieza libera calor a los alrededores también por efectos de cambio de fase, en este caso de re cristalización [Ref. 26].
Figura 4 [Ref. 26]: estos son los resultados de una reacción endotérmica para varios polímeros usados normalmente en el MPI.
En la figura 9 se pueden ver los picos que se presentan por el cambio de fase de las muestras, en este caso el cambio de fase representan los puntos de fusión, que es el mismo momento en el que desaparece la fase cristalina del material. Para el polipropileno PP, el ácido esteárico EA y la cera
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parafina PW se presentan los puntos de fusión aproximados de 170 °C, 68 °C y 64 °C respectivamente [Ref. 1].
Sin embargo estas temperaturas de fusión no son las temperaturas de fusión del feedstock ya que al mezclarse los componentes del sistema ligante suele haber un grado de miscibilidad entre dos o más polímeros. Esta miscibilidad resulta en una disminución de los puntos de fusión ya que alguno de los 2 polímeros tiene un punto de fusión más bajo.
Figura 5 [Ref. 26]: pruebas DSC para varias mezclas de PP y PW desde 100% hasta 0% de PP.
En la figura 5 se muestran los DSC de varias mezclas de PP y PW a diferentes concentraciones. En este DSC hay 2 picos principales, de derecha a izquierda el primero de ellos es el correspondiente al punto de fusión del PP y el segundo corresponde al punto de fusión de la PW. La disminución del punto de fusión de la mezcla de PP y PW se ve reflejada debido al corrimiento del pico del punto de fusión del PP, que finalmente resulta en la disminución del punto fusión de la mezcla. Como ya se dijo anteriormente esto se debe posiblemente a la miscibilidad entre el PP y la PW [Ref. 26].
2.1.2.4. Peletización o Granulación del feedstock
Figura 6 [Ref. 1]: Bosquejo de los aparatos para granular (izquierda) o pelletizar (derecha).
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La granulación o pelletización se hace para poder introducir el material en la tolva de la inyectora. Sin embargo también tiene por objeto reciclar el feedstock que se utiliza en la inyección para llenar los canales de alimentación del molde o las piezas que han sido rechazadas por falta de calidad. Hay que tener cuidado con la calidad del material reciclado, ya que por lo general durante las etapas de moldeado, reciclaje y otra vez moldeado suele contaminarse. En la figura 6 se muestra una pelletizadora y una granuladora [Ref. 1].
En el anexo 8 se muestran ejemplos de feedstocks usuales de la literatura.
2.1.2.5. Reología
EL comportamiento reológico de un feedstock es de suma importancia, ya que este es el que determina cual es la viscosidad de un feedstock dependiendo de la tasa cortante (tasa de flujo) o de los cambios de temperatura [Ref. 1,2]. En el anexo 13 se muestra una explicación más extensa de este tema.
2.1.3. Polvos
Las características del polvo afectan las características del feedstock en gran medida. En el MPI se buscan polvos que tengan densidades de empaquetamiento aproximadamente de 60% de la densidad teórica. Sin embargo polvos de tamaño muy pequeño tienden a aglomerarse y se debe realizar una gran cantidad de trabajo para separarlos. La forma también es muy importante, polvos de forma esférica tienen los mayores niveles de empaquetamiento a diferencia de los polvos con formas irregulares que disminuyen la carga sólida óptima ya que no empaquetan a densidades altas [Ref. 1].
Las propiedades que se deben identificar para evaluar si un polvo puede ser utilizado exitosamente en el MPI son: tamaño de partícula y distribución de tamaño, forma de las partículas, área superficial, empaquetamiento y flujo, estructura interna del polvo, gradientes químicos y recubrimiento superficial. Cabe resaltar que estas propiedades son el resultado del tipo de método de fabricación que se utiliza para producirlos.
La tabla1 resume las características ideales para los polvos utilizados en el MPI.
PROPIEDADES DE UN POLVO IDEAL EN EL MPI
Tamaño: entre 0.5 y 20 micras con D50 entre 4 y 8
distribución de tamaño: no muy estrecha pero tampoco muy grande, aproximadamente Sw = 2 o 8
densidad de batido 50% de la teórica
forma: esférica con un aspecto de radio de 1.2
ángulo de reposo: 55 °
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otras indicaciones sin aglomeraciones
partículas sin poros
baja toxicidad y explosividad
superficie de la partícula limpia
mínima segregación Tabla 1 [Ref. 1]: Propiedades ideales de los polvos utilizados en el MPI
Durante el moldeo por inyección las tasas cortantes son muy elevadas lo que induce una orientación de las partículas. Esta orientación resulta en encogimientos aniso trópicos de las piezas, sin embargo con el uso de polvos esféricos o equi axiales esta orientación desaparece lo que les da una ventaja adicional a este tipo de polvos en el MPI.
Distribución de tamaño
Figura 7 [Ref. 1]: Distribución de tamaño del polvo
La figura 7 muestra del porcentaje acumulativo del tamaño de polvo en una muestra. Una forma de determinar la distribución de tamaño de un polvo cuantitativamente es con el coeficiente Sw que representa la pendiente de la figura 14 desde D10 hasta D90, el cual es igual a:
Ecuación 5 [Ref. 1]: Fórmula del coeficiente Sw
Valores grandes de Sw corresponden a distribuciones de polvo estrecha, y valores grandes de Sw corresponden a tamaños de distribución amplios.
El área superficial de un polvo esférico se obtiene teóricamente por medio de la fórmula 6:
Ecuación 6 [Ref. 1]: Área superficial.
% acumulativo
Tamaño de partícula µm.
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El resultado de esta ecuación es una medida de inferencia de las fricciones inter particulares, ya que a una mayor área superficial se tienen mayores puntos de contacto entre partículas y por ende aumenta la fricción lo que resulta en menores niveles de índice de fluidez.
Fricciones inter particulares y densidad de empaquetamiento
Las propiedades del polvo en cuanto a forma, tamaño y ancho de la distribución del polvo determinan el comportamiento de flujo, empaquetamiento y fricción inter particular. Si el polvo tiene un tamaño muy pequeño la fricción va a aumentar, complicando los procesos de mezcla y moldeo. Sin embargo bajos niveles de fricción inter particular dificultan la retención de la forma durante los procesos de remoción de ligantes y sinterizado. El ángulo de reposo es una medida de que tanto puede preservar la forma el polvo y los valores usuales para polvos en el MPI son de 55°.
Figura 8 [Ref. 1]: Ángulo de reposo
La densidad de batido (“tap density”) es la densidad de los polvos que se obtiene después de vibrarlos. Por medio de este valor se puede inferir sobre la carga sólida crítica del feedstock, ya que los polvos después de ser sometidos a un proceso de vibración se acercan tanto como en la misma mezcla de polvo ligante. La densidad picnométrica, es la densidad teórica de los polvos y debe ser evaluada no solo para calcular la densidad del feedstock sino para determinar posibles contaminantes o poros en los polvos [Ref. 1].
Fabricación de los polvos
Hay una gran cantidad de métodos para fabricar polvos, y todos estos métodos generan polvos con diferentes tamaños, formas, micro estructuras, composición química y costo. Entre todos los métodos que se enuncian a continuación los que producen polvos con las mejores características para el MPI son: descomposición carbonilo, descomposición química por vapor, atomización por gas y atomización por plasma. Aunque muchos de estos métodos producen polvos de forma esférica y con distribuciones ideales para el MPI, algunos de estos métodos necesitan procesos posteriores de tamizado para poder seleccionar el tamaño de polvo deseado en el MPI. Cabe recordar que varios de estos métodos se utilizan porque son los únicos que logran producir polvos
α es el ángulo de reposo.
inclinado
Vertidos suelto
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de cierta clase de material como lo son la descomposición química por vapor para producir polvos cerámicos o la reducción de óxidos para producir polvos de metales duros a bajo costo como el tungsteno.
Técnica tamaño (µm) Forma materiales costo
Atomización con gas 5 a 40 Esférica
metales y aleaciones alto
atomización con agua 6 a 40
redondeada ligamental
metales y aleaciones moderado
atomización centrífuga 25 a 60 Esférica
metales y aleaciones
moderado alto
atomización con plasma 2 a 40 Esférica
cerámicos metales y aleaciones alto
oxido reducción 1 a 10 Poligonal metales bajo
descomposición carbonil 0.2 a 10
redondeada y espigada metales moderado
descomposición química por vapor 0.1 a 2
agujas equaxiadas cerámicos alto
precipitación 0.1 a 3 Poligonal metales y compuestos
bajo moderado
molienda 1 a 40 irregular y angular frágiles moderado
reacción 0.2 a 40 redondeado y esférica compuestos alto
Tabla 2 [Ref. 1]: Métodos de producción de los polvos utilizados en metalurgia de polvos en general.
La tabla 2 muestra que la descomposición carbonilo genera polvos de tamaños entre 0.2 y 10 µm, con formas esféricas y de con un costo moderado. Lo cual lo hace un buen candidato para ser seleccionado como un polvo en procesos de MPI. En el anexo 9 se pueden observar la mayoría de los polvos usados comúnmente en el MPI y sus distribuciones de tamaño.
2.1.4. Sistema ligante (binder)
El ligante es el componente que le da las características al feedstock para permitir el flujo de las partículas en el proceso de moldeo por inyección. El sistema ligante también es el encargado de darle la fortaleza necesaria al feedstock para mantener la forma antes y durante el principio del sinterizado, sin embargo debe ser retirado completamente con el fin de permitir la sinterización en su totalidad. La mayoría de los sistemas ligantes tienen varios componentes, y cada uno de ellos cumple una función. La tabla 3 muestra las características ideales para un sistema ligante en el MPI.
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Características de flujo viscosidad por debajo de 10 Pa*s a las temperaturas de moldeo bajos cambios de viscosidad con los cambios de temperatura fuerte y rígido después del enfriamiento
moléculas pequeñas para poder instalarse fácilmente entre las partículas y evitar orientación durante el moldeo interacción con el polvo bajo ángulo de contacto adherencia al polvo químicamente estable inclusive a altas tasas de corte y temperatura térmicamente estable durante la mezcla y el molde remoción de ligantes varios componentes con diferentes características no corrosivo, ni tóxico al descomponerse mínimos residuos después de descomponerse térmicamente
temperaturas de degradación térmica por encima de las temperaturas de moldeo y mezcla degradación térmica antes de las temperaturas de sinterizado Fabricación Bajo costo baja absorción de agua que no se degrade con varios ciclos de calentamiento altamente lubricado Resistente conductividad térmica alta bajo coeficiente de expansión térmica soluble en solventes comunes cadenas cortas para inhibir orientación Tabla 3 [Ref. 1]: Características ideales de un sistema ligante en el MPI
El ligante debe mojar la superficie del polvo completamente, para ello se deben utilizar componentes que promuevan la adherencia del ligante al polvo. Usualmente se utilizan titanatos, silicatos, fosfatos y estearatos. Estos componentes son conocidos como surfactantes y como resultado de la mejoraría de la unión entre el polvo y el ligante se aumenta la carga sólida y se disminuye la viscosidad del feedstock.
Un sistema ligante exitoso también debe tener un componente que disminuya la viscosidad, normalmente esto se logra con componentes de bajo peso molecular y las ceras son las que mejor cumplen con esta condición. Cómo se ha dicho anteriormente se desea un feedstock con la mayor cantidad de carga sólida, sin embargo las ceras por si solas no pueden evitar la separación del polvo o su segregación cuándo se trabaja con altas cargas sólidas o a altas temperaturas o a tasas de corte muy elevadas. Con el fin de evitar la segregación y aglomeración de polvo a altas tasas de corte o a altas temperaturas se utilizan polímeros con cadenas más pesadas como el PP, PE o EVA.
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Estos componentes se denominan sistema ligante central y también tienen la función de darle estabilidad dimensional a la pieza durante los proceso de extracción de ligantes por medios químicos [Ref. 1]. Para poder realizar la extracción química por solventes se debe tener un componente del sistema ligante en un porcentaje superior al 30% que se pueda disolver en solventes comunes como el hexano y el heptano, sin embargo se ha demostrado que el porcentaje de estos componentes puede llegar hasta el 80%, mostrando resultados buenos en cuento a las propiedades reológicas del feedstock [Ref. 3].
En general el sistema ligante se debe diseñar por lo menos con 2 materiales que tengan un porcentaje representativo. Usualmente estos dos componentes son ceras y polímeros de cadenas largas. Estos 2 materiales son parcialmente miscibles debido al cambio de peso molecular, estructura química o puntos de fusión. Con esto también se permite realizar la extracción del ligante en 2 etapas, primero se remueve algunos de los componentes, generalmente las ceras y los surfactantes por métodos químicos los cuales pueden ser [Ref. 1]:
‐ Solventes
‐ Evaporación
Sin embargo se ha demostrado que la extracción únicamente por métodos térmicos es muy demorada y costosa elevando el costo de las piezas fabricadas por el MPI hasta el punto de hacer inviable el proceso. Finalmente se extrae el componente conocido como ligante central por degradación térmica.
Los surfactantes son de suma importancia en la formulación del sistema ligante, ya que este promueve la des aglomeración de los polvos y consecuentemente mejora la unión con el resto del ligante por medio de adsorción química. Se ha demostrado en la literatura que el porcentaje máximo de EA que causa un efecto significativo sobre la carga sólida y el comportamiento reológico en un feedstock está alrededor del 5% en peso del sistema ligante total [Ref. 1, 14]. En el anexo 15 se detalla la reacción química del ácido esteárico con el polvo.
Los componentes del sistema ligante que son extraídos por degradación térmica dejan residuos de carbono en la superficie de los polvos. Si no se utilizan atmosferas controladas durante la sinterización y la extracción de ligantes térmicamente estos residuos de carbono se incorporarán a la estructura de los polvos por difusión. Esto hará que suba la cantidad de carbono en la pieza generando propiedades diferentes a las deseadas en algunos casos. Por ejemplo el porcentaje de carbono en las aleaciones magnéticas pone en detrimento sus propiedades ya que impide el crecimiento de los dominios magnéticos. Por esta razón si se necesita generar piezas con una elevada pureza y sin contaminantes como el carbono se deben escoger polímeros que dejen porcentajes muy bajos de carbono [Ref. 1, 36].
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Polímero % de residuo en peso
Polietileno PP 0,11 Poli isobutileno 0,1 Polipropileno 0,1 poli metil metacrilato 0,22 polietileno oxido 4,51 poli vinil butrial 1,83 celulosa metil 10,51
Tabla 4 [Ref. 1]: Esta tabla muestra los porcentajes residuales de algunos polímeros al degradarse térmicamente en una atmosfera de hidrógeno.
Como se puede observar el polietileno, el polipropileno y el poli isobutadieno presentan porcentajes residuales de carbono muy bajos, por lo cual son muy buenos candidatos para ser usados en aplicaciones que requieran altas purezas.
2.2. Proceso de inyección en plásticos
2.2.1. Etapas del proceso de moldeo por inyección
Las variables del proceso así, como la geometría del molde y las características del material a inyectar son los principales agentes que determinan las propiedades y la calidad de la pieza final. Un proceso de moldeo por inyección tradicional se divide en las siguientes partes [Ref. 6].
Figura 9 [Ref. 6]: Ciclo del moldeo por inyección
Cuándo se inicia un ciclo de moldeo por inyección en un modo automático, estos son los tiempos y mecanismos que se activan usualmente [Ref. 6]:
1. Se cierra el molde: el ciclo se inicia al cerrar el molde.
2. La unidad o grupo de inyección avanza hacia el molde: La unidad de inyección avanza hasta que la boquilla de inyección hace contacto con el anillo centrador del molde. Este paso es necesario cuándo se requiere que el molde permanezca a baja temperatura para evitar la trasferencia de calor. En el caso de sistemas en los que se requiere precalentar el
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molde, la boquilla puede permanecer apoyada en el anillo centrador del molde durante todo el ciclo.
3. Empieza el llenado del molde: Una vez la unidad de inyección toca el molde, una electroválvula permite el paso de fluido hacia los pistones del tornillo de inyección haciendo que el material empiece a fluir hacia la cavidad del molde. Esta fase suele durar desde fracciones de segundo hasta segundos completos dependiendo del tamaño de la pieza a ser moldeada. Esta parte del proceso determina en gran medida las propiedades y la calidad de las piezas moldeadas.
4. Fase de enfriamiento: La fase de enfriamiento se inicia una vez se inicia la fase de llenado debido a la transferencia de calor entre la superficie fría del molde y la mezcla caliente que se está inyectando.
5. Presión de sostenimiento: Después de llenar la cavidad del molde se aplica una presión menor a la máxima presión de llenado. Durante esta fase el tornillo se desplaza hacia adelante muy lentamente con el fin de inyectar material adicional para compensar la contracción de material. Esta presión de sostenimiento también se utiliza para evitar retornos de flujo desde la cavidad del molde hacia el barril de inyección. Además la presión de sostenimiento se aplica hasta que se solidifica la compuerta o “gate” de la cavidad, ya que una vez ocurrido este fenómeno la aplicación de presión solo conllevará a crear esfuerzos residuales en la compuerta de la cavidad.
6. La unidad o grupo de inyección se retira del molde: una vez se solidifica la compuerta de la cavidad el grupo de inyección se retira del molde, como ya se dijo anteriormente este paso es necesario cuándo no se quiere que haya transferencia de calor entre el molde y la boquilla.
7. Se inicia la etapa de dosificación, también llamada “feeding o plasticating”: Durante esta etapa el tornillo de inyección empieza a girar haciendo que el material entre en el barril y se empiece a fundir. Esta operación no se puede realizar con el grupo de inyección retirado del molde si la boquilla es del tipo abierto pues se generarían goteos de material. En este caso la etapa de dosificación se debe realizar al final de la etapa de aplicación de la presión de sostenimiento, es decir los pasos 6 y 7 se intercambian.
8. Finaliza la etapa de enfriamiento: Después de que se termina la etapa de sostenimiento se debe esperar una cantidad adicional de tiempo para que la pieza termine de enfriarce.
9. Etapa de expulsión de las piezas: finalmente se realiza la expulsión de las piezas, una vez se ha realizado este paso el ciclo puede volver a iniciar desde el primer paso.
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Figura 10 [Ref. 1.]: En esta figura se muestra el desarrollo del ciclo de inyección con respecto al movimiento y posición del grupo de inyección el molde.
De los pasos anteriormente mencionados, los de mayor complejidad e impacto en las propiedades y la calidad de las piezas moldeadas son los pasos: 3, 4, 5, 6, 7, 8 y 9. Los cuales se explicaran con mayor detalle a continuación.
Antes de explicar estos procesos es bueno mencionar que el feedstock del MPI y los polímeros tradicionales se comportan de forma muy parecida durante el moldeo. Las diferencias más relevantes radican en la diferencia del coeficiente de conductividad térmica y el calor específico. En el feedstock el coeficiente de conductividad térmica es un orden de magnitud mayor a causa de la naturaleza conductora de los metales. Por otra parte el calor específico en el feedstock puede llegar a ser la mitad del de los polímeros tradicionales, lo que implica que el feedstock necesita menos energía que los plásticos para aumentar un grado de su temperatura [Ref. 29, 1].
Propiedades térmicas MPI feedstock Acero Polímero
Coeficiente de expansión térmica (10‐6/°C) 83,97 10 a 18 50 a 600 punto de ablandamiento (°C) 71,9 ‐ 40 a 150 temperatura de transición (°C) 53,92 1680 a 1800 0 a 150 calor específico (J/g‐°C) 0,4054 0,49 a 0,43 1,05 a 2,5 conductividad térmica (W/m‐°C) 1,375 12 a 30 0,1 a 0,35
Paso 1
Paso 2
Paso 3 y 4
Paso 5 y 4
Paso 6, 7 y 4
Paso 8
Empieza el ciclo
Enclavamiento del molde y avanza el grupo de inyección
Llenado del molde
Presión de sostenimiento
Retrocede el grupo de inyección
Expulsión de la pieza
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Tabla 5 [Ref. 29]: diferencias entre los polímeros tradicionales y el feedstock. En este caso el feedstock es de acero inoxidable.
2.2.2. Molde
La cavidad del molde se divide en 5 partes principalmente las cuales se muestran en la figura 11:
Figura 11 [Ref. 1]: Partes de una cavidad de un molde.
La vela es una parte necesaria para poder realizar la etapa de expulsión pues esta parte jala la pieza hacia el plato móvil del molde. De las anteriores partes la de mayor complejidad y la que requiere de mayor cuidado en su diseño es la compuerta de la cavidad ya que allí se presentan las mayores tasas cortantes durante el moldeo y además es de las primeras partes en solidificarse.
2.2.3. Caídas de presión
Figura 12 [Ref. 13]: Caídas de presión durante la inyección a lo largo de toda la máquina. Tc es el tiempo del ciclo, ti es el tiempo de la inyección, thold es el tiempo de la presión de sostenimiento y Ps es la multiplicación de la presión
hidráulica antes de transmitirla al pistón.
Matriz
Cavidad o pieza
Compuerta
Vela
Corredo
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En un proceso de inyección la presión que se puede leer con un manómetro es la presión hidráulica (Php o Ph). Sin embargo esta no es la presión que se genera en la punta del tornillo de inyección o en la entrada de la cavidad, ya que hay una serie de caídas de presión que se presentan a causa de la resistencia de los fluidos a fluir. La primera caída importante se encuentra entre Ph y Psc, esta pérdida de energía se genera por la fricción que hay en el pistón del tornillo de inyección sumada a la caída que hay entre el tornillo de inyección y el barril de inyección. Esta caída representa una pérdida aproximada de 5% de Ph. La segunda pérdida de presión importante se presenta entre Psc y Pc1 principalmente por la caída de presión cuando el fluido pasa por la boquilla de inyección. El resto de las caídas de presión se generan por la resistencia al flujo que genera el molde. De esto se puede concluir que no solo es necesario calcular las presiones de inyección en la entrada de la cavidad, también es importante calcular las caídas en las partes que se encuentran antes de esta parte del sistema para poder implementar el proceso en la inyectora de forma correcta [Ref. 13].
Por otra parte la diferencia de presiones entre la entrada a la cavidad (Pc1) y el final de esta (Pc3) generan un gradiente de densidad que debe ser corregido con la correcta selección de los parámetros de la máxima presión de inyección y de la fase de sostenimiento.
2.2.4. Fase de inyección
La fase de inyección describe la parte del proceso entre el inicio del llenado del molde y el momento en el cual se hace el cambio a presión de sostenimiento, generalmente esta parte del proceso se hace regulando la velocidad de llenado del molde, sin embargo también se puede llevar a cabo controlando el perfil de presión en alguna parte de la cavidad. Usualmente el llenado del molde se realiza con una velocidad pequeña al principio, la cual se incrementa rápidamente para poder llenar la cavidad del molde en tiempos cortos con el fin de evitar la solidificación de la masa inyectable. Antes de que la cavidad se llene por completo es necesario disminuir la velocidad otra vez para hacer una transición suave entre el control de velocidad y el control de presión. Las velocidades deben ser pequeñas al principio y al final de la fase de inyección con el objeto de cuidar los elementos mecánicos del grupo de inyección y del grupo del molde; además de contribuir a producir piezas con buena calidad [Ref. 13, 6].
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Figura 13 [Ref. 13]: Presión hidráulica y en la cavidad durante la fase de llenado
La figura 13 muestra un resumen del comportamiento de la presión en la cavidad durante un ciclo de inyección y la relación que tiene con respecto a la aplicación de la presión hidráulica. Es evidente que la información que se puede adquirir de la presión hidráulica es poca ya que el perfil de presión en la cavidad es muy diferente.
Durante la fase de llenado la presión hidráulica aumenta de t0 a t1 a causa de la caída de presión en la boquilla y los canales de alimentación del molde “runners”. Después de que el material empieza a llegar a la cavidad la presión en esta zona empieza a aumentar a medida que aumenta la resistencia en el molde hasta que este se llena, una vez está lleno la presión en la cavidad aumenta rápidamente y se conoce como fase de empaquetamiento. La fase de empaquetamiento tiene como objetivo homogeneizar la cantidad de material que hay en cada zona del molde sin importar su geometría, además ayuda a eliminar posible vacios para poder asegurar una densidad homogénea a lo largo de toda la pieza. Cuando la fase de empaquetamiento ha finalizado se debe hacer la transición entre el control de velocidad y el control de presión (punto de switch‐over). Como se puede apreciar en la figura 21 después del punto de switch‐over la presión hidráulica disminuye y se debe mantener hasta que se solidifique el “gate” o la compuerta del molde del molde [Ref. 13].
Conclusiones: ‐ Control de flujo ‐ Propiedades de de flujo del material ‐ Resistencia al flujo ‐ Constancia de los parámetros de inyección como temperatura y presión de inyección.
Selección del punto de switchover ‐ Limitación de la presión de inyección
Cambio a presión de sostenimiento
‐ Efecto de la presión de sostenimiento ‐ Ventilación del molde ‐ Duración de la presión de sostenimiento
‐ Oportunidad para ahorrar energía
Homogeneidad térmica
t0 – t1 llenado hasta la compuerta t2 Comienzo del aumento de presión en la cavidad t1 – t3 llenado completo de la cavidad t3 – t4 Compresión de la mezcla en la cavidad t4 – t5 Etapa de sostenimiento t5 dosificación de material
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Figura 14 [Ref. 13]: Presión en la cavidad
La figura 22 muestra cuales son los parámetros que se deben controlar durante un proceso de inyección y los efectos que causan sobre las propiedades de la pieza. Durante la fase de inyección es necesario tener especial cuidado en: la velocidad de inyección, la temperatura del aceite, la viscosidad del material, la temperatura del material que se inyecta, la temperatura del molde y la dependencia del movimiento del tornillo de inyección con la presión. De la misma forma en la etapa de compresión o empaquetamiento se debe tener especial cuidado en la correcta selección del punto de switch‐over y en el control de la reserva de presión para asegurar que es suficiente para alcanzar la presión máxima en la fase de inyección. En resumen se puede decir que los factores anteriormente mencionados son los parámetros que se pueden regular para poder controlar el proceso de llenado de la cavidad [Ref. 13].
2.2.4.1. Velocidad de inyección y temperatura óptima
Para cada combinación de material y molde específico hay una serie de tiempos de llenado y temperaturas óptimas con el fin de disminuir la cantidad de esfuerzos residuales en la pieza. Los tiempos de llenado muy cortos resultan en caídas de presión bastante altos debido al alto flujo volumétrico. Por otra parte tiempos muy largos de inyección hacen que el canal por donde fluye el material se reduzca dramáticamente a causa de la solidificación de la masa inyectada lo que produce de la misma forma caídas de presión elevadas. Trabajar en zonas donde las caídas de presión son muy altas requerirá mayores presiones de inyección, lo que resultará en mayores esfuerzos residuales. A medida que los esfuerzos residuales son mayores la cantidad de grietas y deformaciones en la pieza será mayor y la calidad de las piezas disminuirá notablemente. Además durante la etapa de remoción de ligantes y sinterización estos defectos suelen amplificarse [Ref. 6].
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Figura 15 [Ref. 6]: Solidificación de la capa en las paredes de la cavidad del molde
Durante el llenado del molde hay una capa que se solidifica en las paredes de la cavidad a causa de la alta transferencia de calor entre el fluido y el molde, esta capa reduce el canal por donde fluye el material y se hace cada vez más grande a medida que aumentan los tiempos de llenado. Esta capa solidificada no se contrae a causa del enfriamiento ya que el choque térmico no permite un re ordenamiento de las cadenas con lo cual el volumen es constante. Como se puede observar el frente de flujo en la figura 15 tiene una forma de flujo de fuente debido a la baja velocidad cerca a la pared del molde a causa de la propiedad de no deslizamiento [Ref. 6].
Figura 16 [Ref. 6]: gráfica del desarrollo de la presión máxima de inyección a diferentes tasas de llenado con una misma temperatura de inyección. (Tc y τc) temperatura y esfuerzo cortante en la compuerta de la cavidad, (Tf y τf)
temperatura y esfuerzo cortante en la parte más lejana de la compuerta del molde.
La figura 16 muestra el rango óptimo de la velocidad de llenado que usualmente tiene un material pseudoplástico a una temperatura de inyección dada. Primero que todo cabe resaltar que a tiempos muy pequeños de inyección la temperatura (Tf) aumenta debido a la disipación de energía por fricción entre la compuerta de la cavidad y el fluido, que finalmente se convierte en calor. Así mismo los esfuerzos cortantes son altos en (τc) debido a la alta tasa de flujo. Se puede ver también que para obtener tiempos de llenado muy pequeños son necesarios mayores niveles de presión de inyección (pc) [Ref. 6].
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A medida que aumenta el tiempo de llenado los esfuerzos cortantes disminuyen, de la misma forma que el calentamiento de la masa inyectable cerca de la compuerta de la cavidad a causa de la menor disipación de energía por fricción. Esto genera menores esfuerzos residuales lo que resulta en una mejor calidad de las piezas. Por otra parte, los esfuerzos cortantes en la parte de la cavidad más lejana a la compuerta aumentan principalmente por el mayor enfriamiento que se permitió al prolongar el tiempo de inyección.
Finalmente hay un punto donde la presión de inyección empieza a aumentar otra vez debido al crecimiento de la capa que se solidifica en las paredes del molde, lo cual se puede comprobar ya que la temperatura en la parte más lejana del molde desciende radicalmente. Esto hace que para terminar de llenar el molde se necesite la aplicación de mayor presión aumentando los esfuerzos cortantes en la parte más lejana de la compuerta de la cavidad [Ref. 6, 21].
De acuerdo al anterior análisis se puede determinar un tiempo de llenado óptimo delimitado por dos factores principales. El primero es el punto en el que la masa no cambia su temperatura entre la entrada a la compuerta de la cavidad y la parte más lejana de esta. El segundo factor es determinado por el punto en el que se necesita la presión más baja para completar el llenado. Este rango se escoge bajo el fundamento teórico de que al haber una menor cantidad de esfuerzos cortantes durante la inyección también habrá una menor cantidad de esfuerzos residuales en la pieza. Este hecho se puede identificar al observar que este rango presenta las menores presiones de inyección [Ref. 6, 21].
Cuándo se va a hacer la implementación del proceso en una máquina inyectora se debe tener en cuenta que la presión máxima permitida en el tornillo debe ser suficiente para suministrar la presión utilizada por caídas de presión en el molde, en la boquilla y en el circuito hidráulico. Las caídas de presión en la boquilla y el circuito hidráulico suelen estar entre un 25% a 35% para la boquilla y un 5% para el circuito hidráulico del total de la caída de presión [Ref. 13].
2.2.4.2. Temperatura del molde
Como se explicó anteriormente el feedstock tiende a enfriarse rápidamente debido al alto coeficiente de conductividad térmica en comparación con los plásticos tradicionales lo que hace que las tasas de enfriamiento sean mayores. Sin embargo un molde precalentado ayuda a que esta tasa de enfriamiento disminuya debido a la menor diferencia de temperaturas entre la masa inyectable y las paredes de la cavidad del molde haciendo que se puedan tener etapas de llenado y de sostenimiento más largas. Esto inhibe la orientación de las cadenas durante la inyección ya que los largos tiempos de enfriamiento permiten que estas se orden y no mantengan la orientación que traían después del proceso de llenado del molde haciendo que la cantidad de esfuerzos residuales sea menor y disminuyendo el comportamiento anisotropico del encogimiento de la pieza durante la extracción de ligantes a causa de la orientación. Finalmente calentar el molde ayudará a disminuir las tasas cortantes durante el proceso ya que se pueden tener procesos de llenado más largos [Ref. 1]. La temperatura a la cual se puede calentar el molde está limitada por la mínima temperatura de cristalización del feedstock, ya que si el molde se calienta por
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encima de esta temperatura es posible que la pieza durante la etapa de expulsión se quede pegada al molde (“sticking”) [Ref. 29].
2.2.4.3. Ventana de operación (orientada a polvos)
Antes de determinar los tiempos de llenado óptimos es necesario delimitar un grupo o área de velocidades y temperaturas de inyección que pueden generar moldeos razonablemente exitosos. Esta área de trabajo se denomina venta de operación, y a partir de ella se pueden escoger con más facilidad los parámetros óptimos de velocidad de llenado y temperatura óptima [Ref. 21, 6, 1].
Hay 4 formas de abordar el problema para determinar la ventana de operación de la inyección de un material, estos son: por experiencia propia, por experimentación, por medio de cálculos teóricos y por medio de simulaciones por computador. La primera opción requiere de varios años en la industria para alcanzar el nivel necesario que permita intuir sobre los parámetros óptimos. La segunda es bastante costosa en cuanto a tiempo, materiales y equipos de control lo cual hace esta opción muy poco viable en algunos escenarios. La tercera es bastante demorada e inexacta ya que se realizan aproximaciones acerca de los valores de la viscosidad del fluido en amplios tramos de la cavidad. La última de las estrategias es la simulación por computadora en la cual se logran obtener resultados bastante precisos con bajas inversiones de tiempo y dinero en insumos y materias primas.
El primer paso para determinar la ventana de operación es elegir el rango de temperaturas a las que se puede moldear un material con resultados aceptables. En la literatura se ha demostrado que este rango en el caso del MPI se encuentra entre las temperaturas de fundido y las de degradación térmica [Ref. 21].
Una vez obtenido este rango de temperaturas se deben desarrollar simulaciones por computador o cálculos teóricos en los cuales se evalúa la caída de presión en el punto de inyección a diferentes tasas de llenado. Estos resultados tienen la siguiente tendencia.
Figura 17 [Ref. 21]: Esta gráfica muestra el tiempo de llenado óptimo y máximo de la inyección de un feedstock a 170°C.
Como se puede observar en la figura 17 hay un tiempo donde se presenta la mínima presión de inyección, y después de este punto la presión aumenta en forma pequeña debido principalmente
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al enfriamiento de la masa inyectable y al crecimiento de la pared que se solidifica en las paredes de la cavidad. El punto de mínima presión de inyección se denomina tiempo óptimo de llenado y el tiempo máximo de llenado se determina cuándo la presión de inyección ha subido cierto nivel. Es evidente que hay que desarrollar varias gráficas de los tiempos de llenado a diferentes temperaturas. Aunque se podrían moldear piezas por encima de la temperatura de ablandamiento el rango de temperaturas está delimitado por la temperatura de fusión del ligante hasta la temperatura a la cual se empieza a degradar el sistema ligante ya que en este intervalo se generan piezas con mejor calidad [Ref. 21].
Después de construir las gráfica de tiempos óptimos de llenado es necesario construir la gráfica de tiempo de llenado óptimo y máximo VS temperatura de inyección. Para identificar que se están escogiendo rangos coherentes de tiempo óptimo y máximo se debe realizar la gráfica de presión de inyección óptima y máxima y estas 2 no deben tener una diferencia significativa (0,5 – 2 MPa) [Ref. 21].
Figura 18 [Ref. 21]: En esta gráfica se observan: La curva de los tiempos óptimos de llenado (línea azul) VS temperatura, los tiempos máximos de llenado (línea roja) VS temperatura y además se muestran las correspondientes
presiones para estas curvas.
Por último se debe hacer la gráfica de la posible ventana de operación, figura 27, en la que se muestra las presiones que genera cada velocidad de inyección a diferentes temperaturas. En esta gráfica cabe resaltar que después de que se alcanza el tiempo óptimo, es decir se desplaza en la gráfica desde del tiempo máximo al tiempo óptimo de llenado, las presiones no varían considerablemente y se agrupan todas en la misma zona. Dado que el feedstock es un material que se enfría muy rápido lo recomendable es trabajar por debajo o igual al tiempo óptimo así como lo indica la gráfica 21.
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Figura 19 [Ref. 21]: Posible ventana de operación obtenida por medio de simulaciones.
La posible área de procesamiento da información sobre las presiones de inyección que pueden generar las diferentes combinaciones de parámetros de inyección durante el llenado, pero no necesariamente determinan el rango de parámetros óptimos que producen inyecciones razonablemente exitosas, en otras palabras es una forma de ver la figura 21 a varias temperaturas en una misma gráfica. Con el fin de determinar estos parámetros se puede recurrir a las recomendaciones de la literatura, estas recomendaciones suelen diferir notablemente entre las diferentes geometrías de moldes y tipos de materiales pero en general muestran los mismos patrones para todos los materiales que se utilizan para ser inyectados. Además de las recomendaciones de la literatura hay una serie condiciones que se deben cumplir ya que estas delimitan el grupo de velocidades óptimas, estas son [Ref. 30]:
‐ La fuerza de cierre en el molde no debe superar el 80% de la fuerza de cierre máxima de la máquina.
‐ La presión de inyección de inyección máxima debe estar por debajo del 50% de la máxima presión de inyección de la máquina.
‐ La temperatura de frente flujo entre la compuerta de la cavidad y el punto más alejado de ella debe tener una variación entre el rango de 0 a 20 °C. Es decir el material inyectado no debe estar más caliente en la parte más lejana de la compuerta de la cavidad que a la entrada de la misma.
‐ El feedstock no debe exceder las tasas de corte máximas permitidas para el material que se va a inyectar. En el caso del MPI estas tasas de corte deben estar entre 102 y 105 s‐1 para evitar la fractura viscosa o gradientes de velocidades altos genera la separación del polvo con el ligante lo que resulta en segregaciones.
Una vez se ha delimitada la posible ventana de operación con las anteriores condiciones se puede entrar a evaluar este rango de parámetros con las recomendaciones de la literatura. En la figura 20 se muestra el perfil recomendado de velocidades para evitar la aparición de defectos como “jetting”, rebabas, vacios o grietas [Ref. 1].
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Figura 20 [Ref. 1]: Recomendación para tener una pieza moldeada sin defectos.
En la figura 20 se ve que no solo es importante determinar una velocidad de inyección óptima. Se debe crear un perfil de inyección que durante la primera fase tenga tasas de flujo pequeñas para evitar “jettin”, luego se debe aumentar para no tener tiros cortos debido al enfriamiento y antes del punto de cambio de control de velocidad de presión también se debe disminuir la velocidad. Cabe resaltar que este perfil de velocidades debe estar limitado por el grupo de velocidades óptimas que se delimitó en la ventana de operación óptima. Como ya se dijo anteriormente esta gráfica varía un poco entre las diferentes geometrías de moldes y propiedades de los materiales que se inyectan, pero suele ser una guía en feedstocks y formas usuales y puede ser tomada en cuenta para elegir los parámetros óptimos en la ventana de operación. En máquinas donde no se puede variar la velocidad de inyección una vez es tarada, se debe escoger una velocidad fija que esté en el rango de las velocidades óptimas de inyección [Ref. 1].
Figura 21 [Ref. 1]: Temperaturas recomendadas para obtener piezas de buena calidad
En la figura 29 se muestra que las temperaturas recomendadas para tener un moldeado apropiado son las temperaturas promedio de la ventana de operación. En la gráfica del lado derecho se muestra que a medida que baja la presión máxima de inyección se puede tener mayores temperaturas de inyección sin incurrir en defectos de rebabas o inyecciones incompletas. También es importante trabajar a un nivel promedio de temperatura, ya que a altas temperaturas la viscosidad del material disminuye demasiado y permite segregación de polvos durante el moldeado además de la posible aparición de “jetting” y burbujas de aire.
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2.2.5. Punto de cambio de control V/P ( V/P switchover)
Actualmente se conocen 4 formas diferentes para determinar el punto de switch‐over, estos son [Ref. 13]:
Switch‐over dependiente del tiempo.
En este método el punto de transición se hace después de que pasa una cantidad de tiempo después de iniciada la fase de inyección. Este método es bastante inexacto ya que no tiene en cuenta las variaciones por compresión del fluido en la punta del tornillo, viscosidad del fluido o variaciones en la presión hidráulica lo que puede resultar en la variación de la posición o velocidad del tornillo. Estos problemas crean una gran variabilidad de la calidad de las piezas particularmente en las dimensiones y el peso de estas.
Switch‐over dependiendo de la posición
Este es el método más utilizado y ha demostrado ser muy eficaz. En este caso la señal para realizar el cambio de control de velocidad a control de presión se hace por medio de la activación de un final de carrera que activa una electroválvula, la cual libera la presión en el pistón del tornillo hidráulico. Este método genera piezas con una calidad moderadamente reproducible ya que el cambio de control se hace siempre a la misma cantidad de volumen llenado, sin embargo suele ser problemático cuándo el intervalo de tiempo de la presión de sostenimiento es corto. Aunque es mucho mejor que el anterior método, este no compensa los cambios de temperatura del aceite hidráulico, la temperatura de la masa a inyectar, la temperatura del molde o cambios en la velocidad de inyección.
Switch‐over dependiendo de la presión en la cavidad
Este método se ha usado con bastante éxito. En este caso la presión de sostenimiento es aplicada una vez se alcanza cierto valor de presión en la cavidad del molde, lo que impide que variaciones en la cantidad recorrida por el tornillo o la presión hidráulica no afecten la calidad de las piezas. Es el método más costoso y complejo que existe.
Switch‐over dependiendo de la fuerza de cierre del molde
Por último se puede determinar el cambio de tipo de control midiendo la fuerza de cierre del molde. Para determinar esta fuerza se mide la fuerza en las barras que comprimen el molde por medio de galgas de deformación.
En el MPI el switchover suele configurarse entre 95% a 100% del volumen llenado.
2.2.6. Fase de sostenimiento
La correcta selección de la magnitud y la duración de esta presión determinan en su mayoría la no presencia de burbujas de aire y marcas de contracción, y los mínimos niveles de encogimiento y deformación. Esto se logra ya que esta presión aplicada impide el retorno del material en la
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cavidad y además permite la adición de material que compensa la contracción térmica de los plásticos [Ref. 1, 13, 6].
La presión de sostenimiento tiene un límite de tiempo en la cual debe ser aplicada. Este límite lo determina el momento en el cual se solidifica la compuerta de la cavidad, ya que después de que esta se solidifica cualquier aplicación de presión solo incurrirá en una generación de esfuerzos en la compuerta de la cavidad.
Figura 22 [Ref. 13]: dependencia de la masa total inyectada en la cavidad con respecto al tiempo de duración de la presión de sostenimiento.
Es evidente que después de que la compuerta se solidifica, la aplicación de la presión de sostenimiento ya no tiene efectos sobre la pieza pues después de este tiempo no aumenta el peso de la pieza.
Es importante determinar la magnitud adecuada de la presión de sostenimiento ya que si esta es muy pequeña pueden surgir problemas de rechupes, contracciones excesivas o vacios. Por otra parte si la presión es muy alta y además la compuerta de la cavidad es amplia la pieza se sobre empaquetará y quedará con una presión residual muy alta en la superficie. Esta presión residual promoverá la generación de esfuerzos residuales en la superficie que finalmente resultarán en grietas antes durante o después de los procesos de extracción de ligantes o de sinterizado. En el caso de los plásticos si no se forman durante la expulsión es muy probable que se formen con el tiempo debido al ataque químico del ambiente o del lugar donde la pieza trabajará. Esta presión residual en la cavidad también hará que la pieza se quede pegada al molde durante la expulsión de la misma [Ref. 13].
2.2.7. Dosificación
Durante la dosificación la entrada de material y su posterior fundición hacen que el tornillo sufra una fuerza axial hacia atrás (contraria a la dirección de inyección). Si no se aplica una presión que contrarreste esta fuerza el material que se está dosificando va a quedar con burbujas de aire debido a que el tornillo se deslizará hacia atrás sin ninguna restricción que le permita comprimir el material que está en el barril. Con el fin de evitar este fenómeno es importante aplicar una presión detrás del tornillo mientras se dosifica el material, esta presión se denomina “contra presión”.
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2.2.8. Fase de enfriamiento y expulsión de las piezas
En realidad la fase de enfriamiento empieza inmediatamente comienza a fluir material por la boquilla de inyección. Sin embargo se debe extender el tiempo de enfriamiento después de que termina la etapa de inyección y de sostenimiento para que la pieza termine de solidificarse y enfriarse. La fase de enfriamiento debe durar lo suficiente para que el material adquiera las propiedades mecánicas suficientes para impedir deformaciones de la pieza al expulsarla. La temperatura a la cual el feedstock adquiere propiedades mecánicas aceptables es la temperatura de transición vítrea como lo muestra la figura 23 [Ref. 6].
Figura 23 [Ref. 6]: Resistencia a la tracción VS temperatura.
Durante el enfriamiento se crean esfuerzos residuales en la pieza debido a que se tiene una tasa de enfriamiento diferente a lo largo de toda la sección de área, las partes externas se enfrían más rápido que las internas. Este gradiente de enfriamiento se traduce en un gradiente de contracciones pero debido a que la pieza no se puede contraer en la dirección axial de la cavidad, estas deformaciones se convierten en esfuerzos residuales que más tarde pueden causar grietas. Por otra parte estos esfuerzos residuales generan distorsiones ya que tienden a contraer o a flectar la pieza [Ref. 13].
Una vez se extrae la pieza del molde las condiciones de frontera térmica y mecánica cambian radicalmente. La tasa de enfriamiento disminuye ya que no se realiza por conducción en la pieza sino por convección con el aire por lo cual disminuye la tasa de transferencia de calor. En la literatura hay parámetros recomendados para determinar los tiempos óptimos de la expulsión de una pieza [Ref. 1].
Figura 24 [Ref. 1]: Área segura para realizar la apertura del molde.
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En la figura 24 se habla de 2 fenómenos diferentes a los discutidos anteriormente. Es evidente que se hace una recomendación acerca del tiempo óptimo y de los valores recomendados de presión de sostenimiento para poder abrir el molde sin dañarlo por cavitación o dañar la pieza por adhesión al mismo. La presión de sostenimiento es un factor que afecta la etapa de expulsión ya que si esta presión es muy grande probablemente va a generar una compresión residual de la pieza en el molde después del enfriamiento que hará que se pegue al molde [Ref. 1].
2.2.9. Calidad de la pieza moldeada
Figura 25 [Ref. 13]: Parámetros que controlan la calidad de la pieza en cada una de las etapas del proceso.
El control de los anteriores parámetros va a determinar la intensidad en la presencia de los siguientes fenómenos del material y de la pieza que se está moldeando [Ref. 13].
Fase de inyección fase de empaquetamiento fase de sostenimiento de presión Efectos en el material
Efectos en la pieza
Efectos en el material
Efectos en la pieza
Efectos en el material
Efectos en la pieza
Viscosidad calidad superficial cristalinidad Rebabas
cristalinidad del material peso de la pieza
degradación molecular
Esfuerzos residuales anisotropía Peso
orientación molecular al interior de la pieza dimensiones
Cristalinidad cantidad completada Encogimiento
vacios o burbujas de aire
orientación molecular en la superficie
marcas de encogimiento
Esfuerzos residuales en la superficie
facilidad de extracción
Tabla 6 [Ref. 13]: Defectos y fenómenos producidos por la regulación o control de los factores de control.
Fase de inyección compresión sostenimiento
velocidad del tornillo switchover
presión de sostenimiento
temperatura del molde
presión máxima de inyección
tiempo de presión de sostenimiento
temperatura de inyección
presión de inyección
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Con el fin de resumir las anteriores tablas se puede decir que los diferentes parámetros de control en cada fase repercuten específicamente en algunas propiedades de las piezas moldeadas como lo muestra el siguiente diagrama.
Proceso de inyección
Etapa de llenado
Etapa de sostenimiento
Etapa de enfriamiento
Controlar:- Velocidad de inyección
- Temperatura de inyección-Temperatura del molde
- Presión máxima de inyección
- Calidad superficial
- Esfuerzos residuales
- Tiempo de sostenimiento- Presión de
sostenimiento
Switchover
- Densidad- dimensiones
- Vacios- Marcas de contracción
- Fácil de expulsar
Tiempo de enfriamiento
Expulsión Dosificación“Contrapresión”
Resistencia de la pieza para que no se deforme
Pieza moldeada
- Rebabas- Completado del llenado
Compresión
Diagrama 1 [Ref. 13, 6]: Parámetros de control y el efecto que generan en las piezas moldeadas.
El punto de switchover determina la cantidad de compresión ya que es después de este punto que se puede aplicar una presión determinada sin tener en cuenta la velocidad del tornillo de inyección.
2.3. Simulación por computadora del proceso de moldeo
Hay varios programas de simulación de procesos de inyección sin embargo el que se utilizará en este proyecto es el programa Moldflow plastic insight V 6.1 versión académica, el cual realiza análisis sobre 3 etapas del proceso de inyección. Estas etapas son: llenado “fill”, empaquetamiento y sostenimiento “packing” y enfriamiento “cooling”. En el anexo 11 se muestran y explican las ecuaciones constitutivas de este tipo de programas.
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2.4. Sistema hidráulico de las inyectoras
2.4.1. Estado del arte
Funcionamiento de las inyectoras
En los años 70 había 2 tipos de máquinas de moldeo por inyección. Las primeras inyectoras se basaban en la inyección del material por medio de la aplicación de presión en un pistón que obligaba a fluir el material en un molde. Estás máquinas fueron reemplazadas por las máquinas de moldeo por inyección de tornillo recíproco ya que estas tenían mayores niveles de productividad y requerían de menos elementos mecánicos para producir la misma cantidad de piezas o inclusive más [Ref. 22].
Figura 26 [Ref. 22]: Presión en las boquillas de las máquinas de moldeo por inyección de pistón y de tornillo recíproco.
En la figura 26 se muestra la presión en la boquilla en diferentes etapas del proceso del moldeo tanto en la máquina de inyección por pistón como en la de tornillo recíproco. Es evidente que en estas máquinas no se utilizaba la segunda presión de inyección lo cual disminuye la calidad de las piezas moldeadas, pues se pierde el control en la fase de sostenimiento. Sin embargo la fase de llenado se realiza por medio del control de la velocidad de llenado, con lo cual se tiene control sobre la calidad superficial de las piezas.
Después se introdujo la segunda presión de inyección en las máquinas inyectoras para mejorar la calidad de las piezas y el nuevo perfil de presión que se debía generar en la cavidad del molde se evidencia en la figura 47. Debido a los cambios de viscosidad y temperatura tanto del material a inyectar como del aceite hidráulico durante la fase de llenado y sostenimiento, aun teniendo 2 presiones de inyección y controlando la velocidad de llenado la repetitividad del proceso de moldeo de las piezas es bastante bajo y por ende la calidad entre pieza y pieza varía, poniendo en detrimento la calidad en general del producto que se quiere obtener.
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Figura 27 [Ref. 13]: Perfil en la cavidad con 2 presiones de inyección.
Actualmente se controla la presión en la cavidad con lo cual se eliminan los problemas generados por los cambios de temperatura y de viscosidad. Este método solo se puede llevar a cabo con un sistema de control de lazo cerrado, es decir, con retroalimentación y para llevarlo a cabo se hace medición de la presión en la cavidad durante el llenado, y si la presión es mayor o menor a la deseada se elimina presión del tornillo o en su defecto se agrega más presión con el fin de reproducir el perfil deseado casi a la perfección [Ref. 1,13]. Este método generará un perfil de velocidad constante, sin embargo es un método un poco costos ya que se deben instalar transductores de presión en la cavidad del molde. Usualmente estos transductores se instalan en los pines expulsores los cuales transmiten la presión que se está ejerciendo en la cavidad.
En este punto podemos decir que para generar el anterior perfil de presión en un proceso de moldeo por inyección sin determinar la repetibilidad de la calidad de la pieza del son indispensables 3 elementos:
‐ Válvula de regulación de flujo:
‐ Presión de inyección máxima:
‐ Segunda presión de inyección.
2.4.1 Bombas
En una inyectora hay 2 tipos de aplicación o gasto de energía el cual se ve reflejado en el tipo de acción que se esté haciendo. Si el movimiento del elemento requiere un alto flujo de aceite a baja presión la acción se conoce bajo el nombre de movimiento, pero si por el contrario se requiere un pequeño flujo de aceite a alta presión la acción se denomina función de trabajo. Las acciones de movimiento son el desplazamiento del molde o de la unidad de inyección, y las funciones de
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trabajo son: el enclavamiento del molde, la fase de inyección, la fase de sostenimiento, la aplicación de la contra presión, etc. Todas estas funciones incluidas las de trabajo y de movimiento requieren de diferentes cantidades de potencia para poder llevarlas a cabo lo que produce perdidas de energía si se supone que la bomba trabaja en su potencia nominal o al 100% de su capacidad [Ref. 13].
Figura 28 [Ref. 13]: Consumo de potencia dependiendo de la aplicación
Es evidente en la figura 28 que hay aplicaciones en las que hay una pérdida de potencia, teniendo en cuenta que la bomba trabaja al 100% de su capacidad en todo el ciclo. En la práctica la ineficiencia por pérdidas puede llegar a estar entre 40% y 95% de la potencia consumida, sin embargo hay 2 opciones para poder solucionar o por lo menos mitigar las pedidas de energía. La primera es implementar la máquina con una serie de elementos que regulan constantemente la cantidad de flujo y la presión de la máquina pero es muy costosa y poco práctica. La segunda opción es tener una bomba hidráulica que se ajuste continuamente a los requerimientos de presión o de flujo [Ref. 13].
Primero que todo vale la pena definir la potencia consumida por los procesos que requieren de un flujo a una presión determinada. Estos flujos se presentan por ejemplo cuando se aplica presión sobre el tornillo de inyección o cuando se mueve algún pistón hidráulico. En este caso la potencia requerida es igual a [Ref. 13]:
Ecuación 7 [Ref. 13]: Potencia requerida por un proceso cualquiera en el moldeo por inyección. E es igual a potencia, Q es flujo y p espresión.
Hay 2 tipos de bombas que se utilizan comercialmente en las inyectoras, las bombas de desplazamiento fijo y las bombas de desplazamiento variable. Las bombas de desplazamiento fijo suministran una potencia fija y es igual a:
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Ecuación 8 [Ref. 13]: Potencia generada por las bombas de desplazamiento fijo.
En este caso si se requiere menos potencia de la que produce la bomba se deben introducir elementos de control de potencia hidráulica como válvulas de flujo y válvulas limitadoras o reguladoras de presión pero la potencia nominal de la bomba que no se consume se perderá.
De esta forma podemos definir las pérdidas de potencia como:
Ecuación 9 [Ref. 13]: perdidas de potencia de las bombas de desplazamiento fijo. EL es potencia perdida, Ep es potencia generada y Ereq es la potencia requerida.
Es evidente que la potencia adicional a la requerida es la potencia perdida. Por otra parte las bombas de desplazamiento variable funcionan de tal forma que generan el flujo necesario para mantener la presión a la cual son taradas o reguladas. En este caso la potencia perdida es igual:
Ecuación 10 [Ref. 13]: pérdidas de potencia en las bombas de desplazamiento variable.
Ee es la potencia requerida y Ep es la potencia consumida. El valor de EL depende del tiempo de respuesta que requiere la bomba para ajustar el caudal necesario para mantener la presión ajustada. Normalmente este tiempo genera bajas perdidas de potencia cuando es menor a 10 ms. Las bombas en un plano hidráulico se reconocen bajo la siguiente nomenclatura:
Figura 29 [Ref. 13]: Diagrama de una bomba de desplazamiento variable con válvula de alivio.
Algunas bombas de desplazamiento variable ajustan la cantidad de flujo que necesitan constante mente, otras simplemente generan una cantidad de flujo necesario para mantener una presión determinada. Estos cambios los realizan con reguladores que están instalados en las bombas
Con las bombas de desplazamiento variable se supone que la perdida de energía es igual a cero pero debido al retardo en la respuesta de la bomba en el momento que reduce o amplifica el flujo se produce una ligera desviación que genera pérdidas de potencia hasta que el flujo alcanza el nivel deseado.
Bomba de desplazamiento variableMotor
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Figura 30 [Ref. 13]: Esta es la bomba de desplazamiento fijo con válvula de alivio y válvula reguladora de presión.
La figura 30 muestra la nomenclatura de una bomba de desplazamiento fijo. Es evidente que para controlar el flujo con esta bomba es necesario agregar una serie de elementos hidráulicos como válvulas reguladora de flujo y de regulación o limitación de presión.
En la figura 28 es evidente que el máximo consumo de energía se realiza en la fase de inyección y esta potencia suele ser mayor a la suministrada por la bomba al 100% de su capacidad. En el caso de la inyección hay 2 caminos, el primero de ellos es sobre cargar la bomba en esta fase del ciclo y la segunda es instalar acumuladores de presión para poder suplir esa cantidad de potencia extra en esta fase. El símbolo hidráulico de un acumulador de presión es el siguiente:
Figura 31 [Ref. 13]: Acumulador de presión para suplir las altas presiones generadas en la inyección.
En conclusión los acumuladores de presión se utilizan para disminuir la capacidad de la bomba que se tiene que instalar sobre todo en sistemas de bombas de flujo fijo con el fin de disminuir las pérdidas de potencia.
2.4.2 Válvulas hidráulicas
En una inyectora hay 3 tipos de válvulas que se usan en el sistema hidráulico, estas son: Válvulas de control de cambio direccional o válvulas de control de dirección de flujo, válvulas de regulación de presión o de limitación de presión y las válvulas de control de flujo [Ref. 22].
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‐ Válvulas de control de cambio direccional o válvulas de control de dirección de flujo:
Estas válvulas se utilizan para cambiar las conexiones hidráulicas entre un grupo de conductos para generar el movimiento de uno o más elementos de las inyectoras.
‐ Válvulas de regulación de presión o de limitación de presión:
Estas válvulas tienen la función de determinar o tarar la presión que se tiene en una línea hidráulica. Son usadas para determinar la presión de inyección máxima, la contra presión y la presión de sostenimiento. También son usadas como válvulas de alivio para determinar los niveles máximos de presión que son permisibles en un ducto o sistema hidráulico.
‐ Válvulas de control de flujo:
Como su nombre lo indica la función de este grupo es controlar la tasa de flujo de un fluido a través de una línea hidráulica. Si no existen este tipo de válvulas en el sistema que permite realizar la inyección es imposible llegar a controlar el proceso.
2.4.2.1. Válvulas de control de cambio de dirección de flujo y de control de dirección de flujo
Hay varios elementos que se deben definir para poder identificar qué tipo de válvula de cambio de dirección de flujo se está trabajando. Con el fin de identificar estos elementos se empezará por el estudio de una válvula de control de cambio de flujo de 3 posiciones con 4 vías mostrada en la figura 32.
Figura 32 [Ref. 22]: Válvula de control de cambio de flujo de 3 posiciones con cuatro vías
El hecho de que la válvula sea de 4 vías quiere decir que tiene: 2 puertos de trabajo, una entrada de presión y una salida a tanque. Los 2 puertos son conectados a la función que se quiere realizar, estas funciones pueden ser: realizar el movimiento del grupo de inyección, del molde o simplemente iniciar la etapa de inyección. En la figura 32 se denominan los 4 ductos con las letras A, B, P y T que significan: línea de trabajo A, línea de trabajo B, línea de entrada de presión y línea de drenaje a tanque. La nomenclatura de estas válvulas es muy gráfica y prácticamente muestra que es lo que pueden hacer [Ref. 22].
Línea de trabajo A
Línea de drenaje a tanque
Línea de presión
Línea de trabajo B
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Figura 33 [Ref. 22]: nomenclatura de las válvulas de tres posiciones con 3 vías de flujo.
En la figura 33 lado izquierdo se muestra la nomenclatura hidráulica y en la parte derecha se muestra un bosquejo de lo que significa la nomenclatura. Cada una de las cajas de nomenclatura indica una posición de conexión de la válvula, por ejemplo en la primera posición todas las líneas están bloqueadas, en la segunda posición la línea de presión está conectada a la línea A y la línea B está conectada a la línea de baja presión del tanque. Finalmente en la tercera posición la línea A está conectada a tanque y la línea B está conectada a la línea de presión. La orientación de la flecha muestra la dirección que debe tener el flujo. Un ejemplo de estas válvulas físicamente se puede observar en el anexo 10.
Estas válvulas se pueden actuar de diferentes formas: de forma manual, con resortes, con botones, mecánicamente o con un solenoide. Generalmente estas válvulas siempre vienen con la opción de actuarlas manualmente, sin embargo este modo de uso no suele estar instalado con fines prácticos sino para revisar si la electroválvula está en buen estado en caso de que haya fallas. La forma más usual de actuar las electroválvulas es con el uso de solenoides o electroválvulas pilotadas.
Electroválvulas
Las electroválvulas son válvulas que se abren o se cierran por medio de una señal mecánica o eléctrica. El solenoide es el encargado de convertir la energía eléctrica del comando eléctrico en energía mecánica para actuar la válvula, en este sentido la válvula es la que permite o restringe el paso del fluido. El solenoide tiene un núcleo que se encuentra en el centro de este y una vez este
Posición 1 o neutra
Posición 2
Posición 3
Carrete o válvula
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se energiza se crea un campo magnético que hala el núcleo permitiendo el paso de fluido. Existen 2 tipos de electroválvulas dependiendo en la forma en la que abren la válvula. Las más sencillas se caracterizan porque toda la energía para abrir la válvula se suministra por el solenoide, sin embargo las más comunes y las más usadas son las electroválvulas pilotadas. En estas electroválvulas el solenoide funciona como una válvula piloto que desencadena una serie de fenómenos que permiten que se abra la válvula principal. Este tipo de electroválvula se muestra a continuación [Ref. 32].
Figura 34 [Ref. 32]: forma de trabajo de las electroválvulas.
La posición inicial de la válvula depende del tipo de electroválvula, algunas de ellas mantienen la válvula cerrada cuándo el solenoide no está energizado (normalmente cerradas) y otras mantienen la válvula abierta cuándo el solenoide no está energizado (normalmente abierta). También existen las electroválvulas que necesitan dos solenoides, uno para abrir la válvula y otro para cerrarla. Otro tipo de electroválvulas son las que abren y cierran la válvula con impulsos eléctricos.
En las inyectoras usualmente se utilizan las electroválvulas pilotadas como la de la figura 34. La parte de arriba de la figura 34 muestra el estado de la electroválvula cuándo está cerrada, es decir, cuándo el solenoide no está energizado. En esta parte vale la pena notar que el fluido viene con alta presión por el ducto A y que B es un diafragma flexible que tiene un agujero en la mitad por donde pasa el fluido a la cámara C. En la cámara C hay un resorte que empuja hacia abajo el diafragma con una fuerza pequeña para asegurar que se va a mantener cerrado. Dado que el área de la cámara C en el diafragma es mayor que el área en el diafragma en la cámara A y que la presión es igual en ambos lados, se puede concluir que hay una fuerza neta que empuja hacia abajo el diafragma. Esta fuerza es dependiente de la presión que entra en A y por ende entre mayor sea la presión de trabajo mayor será la fuerza con la que se realiza el cierre del diafragma. Es importante ver que la presión en A y C es igual ya que el ducto D siempre está cerrado a causas del resorte que empuja el núcleo del solenoide hacia abajo.
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Una vez se energiza el solenoide este hala el núcleo por medio de fuerzas magnéticas y se permite el paso de flujo por el ducto D, esta es la parte de abajo de la figura 54. Cuándo empieza a pasar el fluido por el ducto D hay una liberación de presión en la cámara C lo que hace que la fuerza neta sobre el diafragma sea hacia arriba. Esto hace que el diafragma se abra permitiendo el paso de fluido de la cámara C a la cámara F. Para cerrar la válvula se suspende la energía al solenoide para que el núcleo vuelva a taponar el ducto D. En este estado se necesita muy poca fuerza para hacer que baje el diafragma ya que la presión en la cámara A y C es igual, esta fuerza es suministrada por el resorte que empuja levemente hacia abajo el diafragma. La presencia de una electroválvula pilotada en un plano hidráulico se representa por medio de la siguiente nomenclatura [Ref. 32].
Figura 35 [Ref. 22]: válvula de 3 posiciones con cuatro vías accionada por 2 electroválvulas pilotadas
En la figura se muestran 35 topes a lado y lado de la válvula de 3 posiciones. Estos topes son las electroválvulas pilotadas que permiten que se haga el cambio de cada posición, también pueden ser solenoides sin válvulas que permiten el paso de flujo en esas partes. Cuándo una de las electroválvulas se activa permite el paso de fluido en uno de los lados de la válvula y hace que esta se corra a la posición deseada. En la figura 36 se ve que la posición 2 necesita de la aplicación de presión en el lado izquierdo para correrse hacia el lado derecho. De la misma forma si se quiere correr la válvula a la posición 3 es necesario aplicar presión en el lado derecho. Esta intercalación de la aplicación de las presiones se hace por medio de las electroválvulas con lo cual se puede decir que estas válvulas de 3 posiciones necesitan de 2 electroválvulas para generar este comportamiento. Una electroválvula se encarga de aplicar la presión en el lado derecho y otra en el lado izquierdo, sin embargo ambas permiten que se admita el paso de flujo por la línea de presión. Cabe resaltar que cuando una electroválvula esta activada la otra está desactivada.
Figura 36 [Ref. 22]: nomenclatura de las válvulas de tres posiciones con 3 vías de flujo
Como ya se dijo anteriormente las válvulas de control de dirección son actuadas la mayoría de las veces con solenoides, sin embargo estás válvulas también suelen tener una serie de elementos
Aplicación de presión en esta cavidad para correr laválvula
Aplicación de presión en esta cavidad para correr laválvula
Válvula pilotada
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adicionales para centrar la válvula en unas sola posición (posición 1) cuando no se está activando ninguna electroválvula. Por ejemplo en la figura 37 hay una posición donde no se permite el paso de fluido por ningún canal. En esta posición usualmente no hay ninguna electroválvula activada y por ende para asegurar que esta es la posición neutra es necesario poner resortes a los lados.
Figura 37 [Ref. 22]: Posición 1 (figura 52) o neutra de la válvula de 3 posiciones con 3 canales.
Estos resortes o forma de centrar la válvula se denominan en un plano hidráulico por medio de la siguiente nomenclatura.
Figura 38 [Ref. 22]: Válvula de 3 posiciones centrada por resortes
Las nomenclaturas anteriormente mencionadas se pueden mezclar para indicar que la válvula es electro operada por válvulas pilotadas con centrado por medio de resortes.
Figura 39 [Ref. 34]: Válvula de 3 posiciones con electroválvula a ambos lados y centrada por resortes.
Finalmente se puede decir que hay 2 configuraciones especiales de válvula de 3 posiciones con 4 vías ya que son las más usadas en las máquinas de inyección. Estas configuraciones se muestran a continuación.
Figura 40 [Ref. 13]: electroválvulas
Posiciones donde hay resortes para que la válvula se center en una sola posición específica
Líneas que indican que la válvula es centrada por resortes
Configuración A
Configuración B
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En la posición neutra de la configuración A se tiene que las líneas hidráulicas A y B están conectadas a tanque a diferencia de la configuración B donde todas las líneas están cerradas.
Hay más tipos de válvulas de control de cambio de dirección, estas son:
‐ De dos vías: Esta válvula se utiliza para permitir o detener el paso de flujo. La nomenclatura de este tipo de válvulas se muestra a continuación.
Figura 41 [Ref. 22]: Válvula de 2 vías.
Esta es una válvula normalmente abierta manualmente operada. Una vez se oprime la varilla se corre hacia la izquierda la válvula y se cierra el paso de flujo, pero cuando se suelta la válvula vuelve a su posición habitual gracias a la fuerza que realiza el resorte.
‐ De tres vías: En estas válvulas se permite conectar la salida de la bomba a una línea de trabajo o a tanque.
Las válvulas de cambio de dirección pueden ser de 2 o 3 posiciones dependiendo de la aplicación, por ejemplo la válvula mostrada en la figura 60 es de 2 posiciones mientras que la de la figura 52 es de 3 posiciones. Sin embargo la cantidad de vías que tiene la válvula es independiente de la cantidad de posiciones que posee. De esta forma pueden haber válvulas con 4 vías y tener solo 2 posiciones.
‐ Válvulas de control de dirección: estas válvulas son diferentes a las válvulas de control de dirección, estas simplemente tienen la función de evitar el paso de fluido en una dirección (“check valves”) y se conocen por medio de la siguiente nomenclatura.
Figura 42 [Ref. 13]: válvulas de cheque, la de abajo es piloto operada.
La orientación del triangulo indica que en ese sentido no se permite flujo.
Actuador mecánico
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2.4.2.2. Las válvulas de control de flujo
Las válvulas de flujo como su nombre lo indica realizan la tarea de controlar o regular la cantidad de flujo que pasa por un ducto hidráulico. Comúnmente se utilizan 3 tipos de válvulas de flujo: las válvulas que no son compensadas, las compensadas y las servo válvulas. Entre las válvulas no compensadas están las de aguja y las de globo. Estas válvulas tienen la desventaja que después de que se ajusta el orificio por donde pasa el fluido la velocidad de este queda dependiente de la presión de entrada y de salida de la válvula. Además estas válvulas presentan una gran variabilidad con los cambios de temperatura y viscosidad del aceite [Ref. 13].
En máquina con bombas de desplazamiento fijo solo es posible controlar la velocidad del flujo con válvulas de presión.
Cuando se requiere tarar una tasa de flujo estable y con poca variabilidad es necesario utilizar válvulas de flujo con compensación de presión. El caso más importante donde se utilizan estas válvulas es en las líneas hidráulicas de los cilindros del tornillo de inyección, ya que la calidad de las piezas depende en gran parte de la capacidad de controlar y regular la tasa de flujo durante el llenado de la cavidad. Un esquema de este tipo de válvulas se muestra en la figura 43 [Ref. 22].
Figura 43 [Ref. 22]: Válvula reguladora de flujo con compensación de presión
En esta válvula el flujo se controla por medio del ajuste del orificio Y pero funcionan de la siguiente forma. Una vez el fluido pasa por le orifico X llena las cavidades B y A y cuándo pasa por el orificio ajustable en la salida llena la cavidad C a la presión que se presenta en ese punto. La suma de las aéreas en A y B es igual al área en la cavidad C, por lo tanto un cambio de presión en la entrada o la salida va a generar un desbalance causando una fluctuación del tamaño del orifico X. Este cambio del tamaño del orifico X siempre es equivalente a la fuerza que realiza el resorte en la cavidad C y es el que se encarga de compensar los cambios de presión. Si la caída de presión entre la entrada y la salida es constante a todo momento el flujo será constante a toda hora con lo cual
X
CámaraA
Orificio ajustable
Salida
Entrada
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no se ve afectado por los cambios de presión [Ref. 22]. La nomenclatura de las válvulas de flujo no tiene nada que ver con las características de compensación de presión y generalmente se usa la siguiente nomenclatura [Ref. 13].
Válvulas de control de flujo
Válvula de control de flujo con restricción fija
Válvula de control de flujo con restricción variable
Válvula de control de flujo con restricción variable operada manualmente
Tabla 7 [Ref. 13]: Válvulas reguladoras de flujo
Es importante resaltar que para aplicaciones de cambios de tasa de flujo rápidos la respuesta de estas válvulas es del orden de 0,2 a 0,3 s, por lo cual se recomienda el uso de servo válvulas las cuales son más precisas y pueden trabajar con caudales de flujo más pequeños sin volverse demasiado inexactas [Ref. 13]. La desventaja de las servo válvulas es su costo, además solo se pueden usar en máquina de control de lazo cerrado o con retroalimentación. Cabe recordar que el comportamiento de las válvulas de flujo también es perturbado por los cambios de presión y viscosidad del aceite o del fluido de trabajo.
2.4.2.3. Válvulas de control de presión
Hay 2 tipos de válvulas reguladoras de presión, una de ellas se encarga de limitar la presión en la línea hidráulica hasta cierto punto. Una vez se alcanza este punto la válvula se abre y deja pasar el flujo con el fin de liberar la presión. La otra válvula es la válvula reguladora de presión, la cual tiene la función de permitir cierto nivel de presión en una línea, una vez se alcanza el valor de la presión tarada en la válvula se abre un segundo camino para el fluido y parte del flujo se va al tanque de baja presión con el fin de aliviar la presión a la salida de la válvula. En conclusión la válvula limitadora de presión se abre una vez se alcanza cierto valor de presión en la tubería, en cambio la válvula reguladora de presión permite el paso de flujo de aceite en todo momento pero reduce la presión del fluido si este alcanza o sobrepasa el valor deseado [Ref. 22].
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Válvulas de control de presión
Válvula de alivio, Válvula limitadora
Válvula reductora de presión ajustable
Válvula reductora de presión, permite flujo en reversa y descarga a tanque
Tabla 8 [Ref. 13]: Válvulas de alivio, reductoras de presión y reductoras de presión con reserva de flujo.
La diferencia de la nomenclatura de la válvula de alivio y la reductora de presión es la dirección o el lado al que se encuentra la línea punteada. En la válvula reductora la línea punteada está hacia el lado de la línea de trabajo y en la válvula de alivio la línea punteada se encuentra hacia el lado de la entrada de presión. La válvula limitadora de presión tiene la misma nomenclatura que la de alivio ya que funcionan de la misma forma [Ref. 22].
Figura 44 [Ref. 22]: Válvula reductora de presión con una salida estable de presión.
La figura 44 muestra una válvula reductora de presión. Su función es la de permitir hasta cierto nivel de presión en la salida. Inicialmente el fluido entra a la válvula a una presión dada y pasa por el orifico C y sale de la válvula. Cuándo el fluido sale lo hace a una presión determinada, si esta presión es baja la válvula se mantiene en la posición A, pero si por el contrario esta es alta la válvula se levanta debido a la diferencia de presiones entre sus dos superficies (arriba y abajo) y restringe el tamaño del orificio C. Cuando se reduce este tamaño la caída de presión en esta parte aumenta haciendo que la presión de salida baje. Si después de restringir el orificio C al máximo la
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presión de salida sigue siendo mayor a la tarada, la presión en la cámara F y G se vuelve lo suficientemente grande para vencer la fuerza que realiza el resorte de la válvula 2, es decir la de drenaje. Una vez se abre está válvula el fluido empieza a fluir por esa parte con lo cual se alivia la presión a la salida. La salida a drenaje solo se cierra una vez disminuye la presión en la salida por debajo del valor tarado [Ref. 22].
Cabe resaltar que lo que se gradúa en esta válvula es la fuerza que realiza el resorte de la válvula 2 de drenaje ya que este es el valor límite que se permite a la salida de la válvula.
El otro tipo de válvulas, las válvulas limitadoras de presión tienen la función de permitir el paso de flujo cuando se alcanza cierto valor de presión en la línea hidráulica. Observando la figura 66 el fluido entra por el ducto P ejerciendo una presión en esa superficie. El resorte que está sobre esta válvula genera una fuerza compresiva con el fin de que no se abra pero si la presión del ducto P es capaz de vencer la fuerza del resorte se generará una fuerza neta hacia arriba opuesta al resorte. Una vez la presión es lo suficientemente grande para vencer la fuerza del resorte la válvula se abre y permite el paso del fluido con lo cual se libera la presión. La válvula se cierra una vez la presión baja lo suficiente para que la fuerza ejercida por el resorte logre empujar la válvula hacia abajo [Ref. 22].
Figura 45 [Ref. 33]: Válvula limitadora de presión.
Este procedimiento se repite varias veces si la presión vuelve a superar la presión máxima que permite la válvula.
2.5 Propiedades y caracterización de los materiales moldeados por inyección
La caracterización de los materiales que se procesan por inyección es idéntica para todo tipo de material, ya sea polímeros termoestables, termoplásticos o feedstock de polvos metálicos. Las propiedades que definen el comportamiento de estos materiales son las siguientes: Comportamiento reológico, información PVT, coeficiente de expansión térmica, coeficiente de calor específico, coeficiente de conductividad térmica, temperatura de transición VICAT, temperatura de fusión, temperatura de transición vítrea, módulo de Poisson, módulo de Young, módulo de cortante y coeficiente de pérdidas [Ref. 29,30, 19]. Es importante hacer una buena caracterización ya que esto determinara los resultados de las simulaciones, si la información es mala los resultados son malos, pero si por el contrario la información es buena y coherente así mismo serán los resultados.
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Los métodos que se suelen utilizar para determinar las propiedades necesarias para caracterizar un material que se va a procesar por inyección se muestran en el anexo 12 [Ref. 6]. Sin embargo es importante resaltar una forma teórica para determinar el coeficiente de conductividad térmica el cual se muestra a continuación [Ref. 35].
Coeficiente de conductividad térmica
Hay una técnica experimental para determinar el coeficiente de conductividad térmica de un material. Sin embargo no se explica en este proyecto ya que no se va a hacer este experimento. Una forma aproximada de determinar este coeficiente es utilizando la aproximación de Rayleigh‐Devries, que consiste en determinar la conductividad térmica de un material que tiene una fase discontinua y una fase continua. Se supone que la fase discontinua es una distribución de esferas con un tamaño medio y que están muy cerca la una de la otra de tal forma que hay un contacto puntual entre partículas. La ecuación para determinar el coeficiente de conductividad térmica se muestra en la ecuación 11 [Ref. 35]:
Ecuación 11 [Ref. 35]: Aproximación para obtener el coeficiente de conductividad térmica de un material bifásico.
Keff es la conductividad térmica efectiva, Vd es la fracción volumétrica de la fase discontinua, Kd es la conductividad térmica de la fase discontinua, Kc es la conductividad térmica de la fase continua y a es la distancia entre 2 esferas de tamaño medio de la fase discontinua, a también es conocido como parámetro de red.
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3 CAPÍTULO 3: Metodología y procedimiento
Inicialmente se tenía una inyectora en el CITEC de la universidad de los Andes. Esta inyectora no funcionaba correctamente y debía ser reparada eléctrica e hidráulicamente. Luego se debían instalar una serie de elementos que estaban averiados o que no existían en la máquina y finalmente se debe conocer el funcionamiento de la máquina para poder ser comparado experimentalmente.
Después de realizar la evaluación de la inyectora es necesario diseñar el proceso de moldeo de polvos por inyección, basado en las máquinas, herramientas y materias primas que se tienen en el laboratorio para poder inyectar piezas de hierro con fines de aplicaciones magnéticas.
3.1 Actividades y procedimiento para arreglar y poner en marcha de la inyectora
Las actividades para arreglar la inyectora iniciaron con el emplazamiento de la inyectora en el laboratorio de procesamiento de polímeros, ya que la inyectora se encontraba en las instalaciones del CITEC de la universidad de los Andes.
Después del emplazamiento de la inyectora se identificaron una serie de elementos que le faltaban a la máquina. Con el fin de solucionar estos problemas se realizaron las actividades que se encuentran en el diagrama 2 para poner en marcha la inyectora.
Puesta en marcha de la
inyectora
Emplazamiento
Instalación de boquilla la boquilla de inyección
Verificación del funcionamiento de la inyectora
Instalación del sistema
de refrigeración
Fin
Instalación de los controles
de temperatura
Instalación de la resistencia de la boquilla
Diagrama 2: Actividades para poner en marcha la inyectora
Después de realizar el emplazamiento de la máquina se procedió a desinstalar la boquilla de inyección que poseía esta máquina ya que era del tipo de aguja. Este tipo de boquilla se utiliza cuando se procesan plásticos cristalinos ya que estos cambian de fase sólida a líquida en un rango
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de temperaturas muy corto lo que hace que goteen cuando se funden en la boquilla de inyección. Con el fin de evitar este goteo las boquillas de aguja cuentan con un pin que cierra el orificio de la boquilla impidiendo el goteo. Ya que no se van a utilizar plásticos cristalinos en este proyecto sino materiales semi cristalinos se debió realizar el cambio y la instalación de una boquilla de orificio abierto.
Figura 46 [Ref. 13]: boquilla de aguja (izquierda) y boquilla de orificio abierto (derecha)
Después de instalar la boquilla de orificio abierto se procedió a manipular la máquina para tratar de generar unas muestras inyectadas con el fin de verificar el funcionamiento de la inyectora en el modo manual, semi automático y automático. Sin embargo se evidenció que la inyectora no respondía correctamente a los comandos eléctricos. Con el fin solucionar este problema se contrató al técnico Benjamín Díaz, el cual recomendó los pasos mostrados en el diagrama 3 para solucionar el problema.
Verificación de daños en la inyectora.
Verificación del funcionamiento de las electroválvula
Verificación del sistema eléctrico
Realizar arreglos
Evaluación de la
máquina
Fin
Diagrama 3: Actividades para arreglar el sistema eléctrico de la inyectora
El primer paso es revisar que las electroválvulas y el sistema hidráulico funcionan correctamente. Esto se puede hacer activando de forma manual la válvula, oprimiendo con un destornillador el
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solenoide, con lo cual se permite el paso de fluido para actuar o abrir la válvula de control de dirección. Si al oprimir la electroválvula se mueve o se acciona alguno de los elementos de la inyectora el problema no se encuentra en la electroválvula y el problema es de la parte eléctrica. En este caso todas las electroválvulas respondieron correctamente y se logró identificar que las numeraciones que estas tenían no concordaban con las de los planos hidráulicos o simplemente no poseían ninguna rotulación que indicara cuál era su función.
Con el fin de identificar los daños en el sistema eléctrico se procedió a accionar los comandos en la función manual de la máquina y se observó si se generaba la respuesta esperada en el sistema eléctrico. En este caso los contactores si tenían una rotulación que permitía identificarlos fácilmente en el plano eléctrico, sin embargo se pudo comprobar que el accionamiento de un comando cualquiera en la máquina no activaba precisamente el contactor requerido para energizar la electroválvula que generaba la función estipulada. De esta forma se logró comprobar que el sistema eléctrico no concordaba con el hallado en el plano eléctrico de la máquina y se procedió a re ordenar el cableado eléctrico según el plano eléctrico de la inyectora [Ref. 34].
Con el fin de verificar el funcionamiento de la máquina se procedió a accionar cada comando en su forma manual y se comprobó que realizarán la función necesaria. Una vez funcionaron todos los comandos correctamente en forma manual se procedió a manipular la máquina en su forma automática y se observó que el proceso de inyección se detenía antes de iniciar la fase de llenado de la cavidad por que el temporizador que indicaba que tan largo debía ser este paso nunca se puso en marcha. Esto se debía a que el contactor que debía activar el temporizador no estaba conectado. Una vez se conectó este dispositivo el ciclo se pudo llevar a cabo en su totalidad. De la misma forma se confirmó el buen funcionamiento del modo de uso semiautomático el cual siguió los pasos esperados.
De acuerdo a las actividades propuestas para poner en marcha la inyectora se instaló una resistencia de 250 W en la boquilla. Esta era la potencia estipulada en el manual la inyectora para de la resistencia de la boquilla.
Las máquinas de moldeo por inyección deben tener un sistema de refrigeración de aceite, ya que durante la operación se producen cambios en la temperatura. Estos cambios generan cambios en la viscosidad del aceite que finalmente hacen variar las presiones efectivas sobre el tornillo y por ende varían los parámetros establecidos en cada ciclo de inyección generando piezas de diferente calidad en cada ciclo de inyección. Para solucionar este problema se instaló un sistema de refrigeración que consta de un reservorio de agua fría, una bomba que hace fluir el líquido del reservorio al sistema interno de refrigeración de la inyectora y finalmente lo devuelve al reservorio.
La finalidad del sistema de refrigeración no es solamente mantener la temperatura del aceite, también ayuda a refrigerar los cilindros de los pistones que mueven el molde y la conexión entre la tolva de alimentación y barril de inyección. Es importante mantener una temperatura baja en la conexión del barril de inyección y la tolva, ya que si la temperatura sube lo demasiado en esta
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parte va a fundir el material antes de que sea introducido en el tornillo taponando el orificio por donde entra el material.
Figura 47: sistema de refrigeración, la bomba se enciende y apaga con un interruptor.
3.2 Metodología para determinar el funcionamiento de la inyectora
La razón de la metodología que se muestra en el diagrama 5 tiene como objetivo identificar y comprobar el funcionamiento de la inyectora ya que se evidenció que la inyectora no contaba con las partes necesarias para controlar el proceso de eyección durante su funcionamiento. En este caso se seguirá el método científico con las siguientes etapas:
Método científico
Identificación y definición
de la dificultad
hipótesis
Verificación de las hipótesis mediante
experimentación
ResultadosFuncionamiento de la inyectora
Diagrama 4: Metodología para comprobar el funcionamiento de la inyectora.
Cómo ya se dijo anteriormente se pudo identificar que la inyectora no contaba con las partes necesarias para controlar el proceso de inyección. De esta forma se identifica que la dificultad consiste en determinar el alcance o el funcionamiento de la inyectora. Para poder resolver la problemática se va a generar una hipótesis a cerca del funcionamiento de la inyectora por medio del estudio y el análisis de los sistemas hidráulicos de la inyectora. Después de generar la hipótesis
Reservorio de agua fría
Conexión del tanque a la bomba
Bomba
Conexión de la bomba al sistema de refrigeración interno de la inyectora
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del funcionamiento de la inyectora se diseñará un experimento de Taguchi para comprobar el funcionamiento de la inyectora por medio de la experimentación.
3.2.1 Análisis del plano hidráulico
En este procedimiento se va observar el plano hidráulico del manual y se van a identificar los elementos hidráulicos que lo componen. Luego se identificará donde deben estar ubicados estos elementos según el manual y por último se hará una identificación física en la máquina para verificar que la máquina efectivamente tiene estos elementos o dispositivos.
3.2.1.1 Grupos de trabajo
A continuación se muestran el plano hidráulico de la inyectora. En esta máquina los elementos hidráulicos se encuentran agrupados de acuerdo a la función que realizan. Desafortunadamente el plano hidráulico fue construido de tal forma que muestra todos los equipos adicionales que se pueden instalar en la máquina por lo cual no se sabe que es lo que en realidad tiene. Por esta razón el objetivo en esta parte es identificar cual es la función de cada grupo con el fin de determinar su existencia en la máquina y así poder comprobar cuales son los elementos reales del plano hidráulico para poder proponer un modelo acerca del funcionamiento de la máquina.
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Figura 48 [Ref. 34]: Plano hidráulico de la inyectora,
Numeración de los diferentes grupos de trabajo de la inyectora, algunos números indican un área en vez de un elemento específico
Código de identificación de elementos
Línea de baja presión o salida a tanque
Línea de alta presión sostenida por la
bomba hidráulica.
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De acuerdo a la figura 48 hay una serie de funciones especiales que puede realizar la máquina las cuales se explican a continuación. En el plano también se hace énfasis en las líneas de baja y alta presión, ya que esto ayudará a entender de mejor forma el funcionamiento de la inyectora.
Grupo 1: Grupo estándar.
El grupo estándar se conforma por todos aquellos elementos que debería tener la inyectora obligatoriamente y que se supone tuvo que ser entregada después de su fabricación. Este grupo incluye: Las válvulas necesarias para realizar las funciones de avanzar o retroceder la unidad de inyección, inyectar y abrir la boquilla si se requiere, bomba hidráulica principal, válvula de enclavamiento de molde, válvula de contrapresión, válvula reductora de la presión de inyección, válvula reductora de la velocidad de movimiento del grupo de inyección, válvula reguladora de la velocidad de inyección, filtro de aspiración, circuito de refrigeración de aceite, manómetro de la presión hidráulica y manómetro de la presión de inyección.
Este grupo es suficiente para poder operar la máquina pero genera un bajo potencial de regulación y control del proceso, lo cual no es conveniente.
Grupo 2: Dispositivo de desenroscado 2 sentidos de giro
Este grupo cuenta con los elementos para realizar la función de rotar una de las partes del molde en 2 sentidos de giro. Este grupo se utiliza generalmente para realizar el moldeo de tapas roscadas, las cuales se deben rotar para poder ser extraídas del molde o de lo contrario se atascarían.
Grupo 3: Presión de inyección escalonada
Este grupo se compone de una electroválvula y una válvula limitadora de presión que son activadas por medio de la manipulación de un final de carrera. Este grupo se utiliza con el fin de generar una segunda presión de inyección independiente de la presión de inyección del grupo estándar con el fin de obtener la presión de sostenimiento.
Grupo 4: Descompresión
Este grupo tiene como objetivo hacer un ligero rechupe de material en el barril para que no gotee. Generalmente se debe utilizar cuando se trabaja con materiales cristalinos que debido a su rápido cambio de estado viscoso a líquido gotean por la boquilla. En el caso de que la máquina este equipada con una boquilla de aguja no es necesario este dispositivo.
Grupo 5: Regulación fuerza de desplazamiento de cierre
La función de este grupo es regular la fuerza o la velocidad con la que se cierra el molde en un instante o intervalo de tiempo deseado. Se utiliza para generar mayores tasas de producción de la máquina, ya que permite cerrar el molde a grandes velocidades pero lo frena antes de juntarse con la segunda parte del plato para que no choquen.
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Grupo 6: dispositivo de roscado un sentido de giro
Este grupo realiza la misma función del grupo 2 pero en un solo sentido de giro.
Grupo 7: Extractor hidráulico
La función de este grupo es la de activar los extractores hidráulicos no por medios mecánicos sino como su nombre lo indica por medios hidráulicos.
Grupo 8: Mandos de noyos
Este grupo se utiliza para agregar otro barril de inyección. Se utiliza cuando es necesario equipar la máquina con 2 boquillas de inyección para poder inyectar piezas grandes o en piezas que se componen de 2 materiales.
Grupo 9: Accesorios para grupo de inyección vertical
Son los accesorios que se necesitan para equipar la máquina con el grupo de inyección vertical.
Grupo 10: Posición de paro del movimiento de cierre
Este grupo se compone de un solo elemento, el cual genera una posición neutra entre las posiciones de las electroválvulas que se encargan de abrir o cerrar el molde. Esta posición neutra es la de dejar el molde en un posición fija.
Grupo 11: Mesa rotativa
Este equipo se utiliza cuándo se quieren instalar más de 2 molde en la máquina.
Grupo 12: Equipo de 20 MP
La fusión de ese grupo es multiplicar la fuerza de cierre del molde de 12 toneladas a 20 toneladas.
Es evidente que la máquina no cuenta con todos estos elementos, ya que solo posee un molde, un solo barril de inyección y el grupo de inyección es horizontal. Por otra parte, del plano hidráulico se puede concluir que la máquina regula el flujo durante la fase de llenado y logra generar 2 presiones de inyección. Estas son las 2 funciones básicas que se requieren para implementar el proceso de MPI, sin embargo se sabe que todos estos sistemas no están en la máquina y es necesario comprobar que se existe y que no.
3.2.1.2 Identificación de los elementos hidráulicos del plano
Para identificar cuáles son los elementos hidráulicos de cada grupo refiérase al anexo 1. Allí se encuentran los elementos hidráulicos que hacen parte de cada grupo, la función que realizan y un código. Este código puede ser buscado en el plano hidráulico para identificar en que parte se encuentra, en el anexo 1 se muestra cuales son estos códigos. Con el fin de determinar cuáles son los elementos que tiene la inyectora se van a seguir los pasos mostrados en el diagrama 5.
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Identificación de los
elementos hidráulicos
Identificación de las electroválvulas en el
manual de la máquina
Identificación de los elementos que componen ese grupo de trabajo en el
plano hidráulico
Identificación física en el manual de los
elementos de cada grupo de trabajo
Identificación física en la inyectora de los elementos de cada grupo de trabajo
Funcionamiento de la inyectora Fin
Diagrama 5: Pasos para identificar el funcionamiento de la inyectora
3.2.1.2.1 Identificación física de las válvulas y electroválvulas de la inyectora BOY 15
Si se observa el anexo 1 se ve que cada grupo se caracteriza por tener una serie de electroválvulas. Al identificar físicamente que electroválvulas hay en la inyectora se puede deducir que grupos de trabajo existen. Observando el sistema hidráulico de la inyectora físicamente se logró identificar las siguientes electroválvulas:
electroválvula Función Grupo S1 Abrir y cerrar el molde 1 S2 enclavamiento del molde 1 S3 inyectar y abrir boquilla de aguja 1 S4 Grupo de inyección retrocede 1 S5 Grupo de inyección avanza 1 S6 abrir‐parar‐cerrar molde 5 y 10 S15 acciona los expulsores 7 S17 regula la fuerza de cierre del molde 5
Tabla 9: Electroválvulas de la inyectora, su función y el grupo de trabajo al cual pertenecen.
En la tabla 9 se ve que la válvula S6 cumple la misma función de la válvula S1, sin embargo esta electroválvula también hace parte del grupo 5, fuerza de cierre regulada del molde. La razón por la cual fue implementada en el sistema se debe a que es necesaria para implementar el grupo 5 en el sentido de que permite mantener el molde en una sola posición sin la necesidad de que este accionada o energizada alguna electroválvula.
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Teniendo en cuenta las electroválvulas encontradas se puede deducir que la máquina tiene instalado el grupo estándar o grupo número 1, el grupo de fuerza de cierre regulada o grupo 5, el grupo de extractores hidráulicos o grupo 7 y el grupo de abrir‐parar‐cerrar molde o grupo 10.
Identificación de los elementos del grupo 1 estándar.
En los siguientes planos se van a identificar las válvulas de regulación y las electroválvulas del grupo 1 o estándar, que son los elementos mínimos que deberá traer la máquina.
Figura 49: elementos del grupo de trabajo estándar. Válvulas de regulación y bomba hidráulica
Bomba de desplazamiento variable
Válvula de regulación de flujo inyección
Válvula reductora de presión. Presión de inyección
Válvula limitadora de presión. Contrapresión
Válvula reguladora de de velocidad de cierre del molde.
Válvula de seguridad. Dreschieber
Válvula reguladora de la velocidad del movimiento del
grupo de inyección
Válvula de regulación de
velocidad del cilindro de la apertura de la boquilla
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Figura 50: electroválvulas del grupo estándar o grupo 1.
En esta parte es importante resaltar 2 cosas. Primero la bomba de la máquina es de desplazamiento variable, lo que significa que siempre va a generar la tasa de flujo necesaria para mantener una presión de 140 Bar, sin embargo la máxima tasa de flujo máxima que puede generar la bomba es de 15 cm3/revolución y esta gira a 1200 RPM para un total de 300 cm3/s. Segundo las válvulas reguladoras de la velocidad del grupo de inyección y de la boquilla de inyección no son variables y están taradas para dar una velocidad fija a estos elementos. El resto de las válvulas de regulación si son ajustables a gusto del usuario. Cabe resaltar que la válvula “dreschieber” no está en el anexo 1 pero hace parte de este grupo y es la encargada de no permitir el paso de flujo hacia el molde cuando se abre la escotilla de protección del molde. La función de esta válvula es de seguridad.
Electroválvula S4. Avanza grupo de
Electroválvula S3. Inyección y apertura de boquilla de
Electroválvula S4. Retrocede grupo de inyección
Electroválvula S2 enclavamiento del molde 12 toneladas de fuerza de cierre
Electroválvula S1 abrir y cerrar molde
70
Identificación física de los anteriores elementos en la inyectora BOY 15.
Figura 51 [Ref. 34]: válvulas de regulación y electroválvulas del grupo estándar.
De este grupo no se encontró la válvula de flujo físicamente en la inyectora. Con lo cual es imposible controlar la velocidad de inyección.
Electroválvula S3 cod: 1SH3
Electroválvula S1 cod: 1SH1
Válvula “dreschieber”
Electroválvula S2 cod: 1SH2
Electroválvula S4 cod: 1SH4
Válvula reguladora de flujo de velocidad de inyección
cod: 1DRRV1
Motor bomba y bomba hidráulica cod: 1PV1
Válvula reguladora de lavelocidad del molde cod: 1SV1
Válvula reguladora de presión de inyección cod: 1DM1
Válvula limitadora de presión de contrapresión cod: 1DB1
71
Grupo 5 o grupo de fuerza de cierre regulada del molde
Figura 52: electroválvulas y válvulas de regulación del grupo de fuerza de cierre regulada, grupo 5.
Figura 53: elementos del grupo 5, fuerza de cierre regulada
De este grupo se encontraron todos los componentes.
Válvula limitadora de presión o válvulade regulación la fuerza de cierre
Electroválvula S17 fuerza de cierre regulada del molde
Válvula limitadora de presión o válvulade regulación la fuerza de cierre Cod: 5DB1
Electroválvula S17 fuerza de cierre regulada del molde cod: 5SH1
72
Elementos del grupo 7
Figura 54 [Ref. 34]: Elementos del grupo 7 o grupo de expulsores hidráulicos.
Electroválvula S15
Válvula reguladora de velocidad de los expulsores
Válvula reguladora de velocidad de los expulsores
Electroválvula de accionamiento de los expulsores hidráulicos.
73
Figura 55 [Ref. 34]: Elementos físicos del grupo 7 o grupo de expulsores hidráulicos.
En este grupo también se encontraron todos los elementos
Elementos del grupo 10 o grupo de posición de paro del movimiento de cierre del molde
Figura 56 [Ref. 34]: Elementos del grupo 10 o grupo de paro del movimiento de cierre de del molde.
Figura 57 [Ref. 34]: A pesar de que en el plano hidráulico hay más elementos nombrados el único elemento visible en la máquina es la electroválvula S6.
Posición de
paro
Electroválvula S6
Electroválvula S1
Antigua posición de la electroválvula S1. A causa de la implementación del grupo 10 esta electroválvula se une a la electroválvula S6.
Electroválvula S6
74
De esta forma el plano hidráulico real de la máquina se muestra a continuación:
Figura 58: Plano actualizado de la máquina
En este paso lo que se hizo fue borrar todas las partes y elementos de los grupos de trabajo que no se encontraron en la máquina, con el fin de determinar el funcionamiento que la máquina puede realizar. Cabe resaltar que en el grupo estándar no se encontró la válvula de flujo (físicamente en la inyectora) por lo cual también se eliminó este elemento del plano hidráulico.
75
3.2.2 Hipótesis acerca del funcionamiento y alcance de la inyectora BOY 15
Figura 59: Presiones en las líneas hidráulicas durante la fase de inyección.
Según la figura 59 la máquina será capaz de generar una presión constante de 140 Bar en la línea de alta presión (línea roja). Cuando se activa la electroválvula S3 el fluido pasa hacia las válvulas limitadora y reguladora depresión. La válvula limitadora de presión no permite el paso de fluido en esa dirección, por lo cual todo el fluido pasa por la válvula reguladora de presión de inyección. En esta válvula la presión bajará a la establecida por el usuario y seguirá hasta el cilindro hidráulico del tornillo de inyección donde un multiplicador de fuerza aumentará la presión en esta zona 10 veces. A pesar que se sabe la presión en este ducto no es posible saber la velocidad ya que esta dependerá de la siguiente ecuación:
Ecuación 12 [Ref. 1]: Caudal producido durante la inyección.
Donde P es la presión, K es la resistencia del molde que va aumentando a medida que se llena la
cavidad y es la viscosidad de la masa que se va a inyectar que depende de la temperatura y la
tasa cortante del fluido.
A
B
Válvula reguladora de presión de inyección.
Válvula limitadora de presión
Posición de la válvula con la electroválvula S3 activada
76
Cuando el fluido pasa por la válvula reguladora de presión, la presión del fluido disminuye a la que tare el usuario con lo cual se asegura una presión diferente en ese ducto hidráulico (línea verde). En este caso el caudal será otra vez el necesario para mantener la presión de 140 Bar en la línea roja a pesar de la caída de presión que hay en la válvula reguladora de presión. Por esta causa en la línea verde se generará tanto flujo como sea necesario para mantener la presión tarada por el usuario, de esta forma el caudal es igual a:
Ecuación 13: Dependencia de las variables que determinan el flujo en el llenado de una cavidad.
Como se puede observar el caudal depende de que tanto se haya llenado la cavidad del molde y de la viscosidad del material que se va a inyectar. Por otra parte la presión será constante y si esta aumenta el caudal. Se puede decir que la tasa de flujo será grande cuando se está empezando a llenar el molde y disminuirá a medida que este se llena. También se puede ver que los cambios de temperatura durante la inyección van a afectar la tasa de flujo, a mayores temperaturas disminuye la viscosidad y aumenta el caudal generado. Por las anteriores razones se puede verificar que no es imposible determinar o regular la tasa de flujo en el ducto A – B debido a la falta de la válvula de flujo en esta parte, lo que sí se puede es determinar a grandes rasgos el comportamiento de la fase de inyección y de sostenimiento en la inyectora.
Figura 60 [Ref. 22]: Perfil de presión en la boquilla y el molde. La zona roja es la fase de llenado, y la fase verde es la fase sostenimiento
Primero que todo durante la etapa de llenado (línea roja) no se puede regular la velocidad de inyección, esto impedirá evitar posibles problemas de “jettin” y rebabas (figura 28). Este perfil de presión es muy diferente al perfil mostrado en la figura 21, es evidente que la presión de empaquetamiento y sostenimiento en el tornillo serán iguales a la máxima presión de inyección durante el llenado ya que no existe el grupo de trabajo que permita disminuir la presión de inyección. Debido a los anteriores 2 factores es imposible realizar un proceso de control óptimo sobre la fase de llenado y la fase de sostenimiento, por lo cual la calidad de las piezas moldeadas en esta inyectora será baja. Debido a la alta presión en la zona de sostenimiento es posible que las piezas adquieran un sobre empaquetamiento que va a generar esfuerzos residuales en la superficie de la pieza. Estos esfuerzos residuales resultarán en fracturas antes, durante o después
77
de los procesos de remoción de ligantes y sinterizado. El sobre empaquetamiento también afecta la etapa de expulsión pues puede generar una compresión final en la pieza después del enfriamiento que genere adhesión de esta con la cavidad del molde (figura 40) [Ref. 13].
La otra función que se realiza en la parte del plano hidráulico mostrado en la figura 61 es la generación de la contrapresión que se utiliza durante la dosificación de material.
Figura 61: En esta figura se muestran el comportamiento de las presiones durante la aplicación de la contrapresión.
Como ya se dijo anteriormente la contrapresión se utiliza para aplicar una presión en el tornillo para generar una fuerza contraria al desplazamiento de este durante la dosificación. En este caso la electroválvula S3 está desactivada y la línea de alta presión de la bomba se conecta a la línea B, que posiblemente tiene un tapón. Se supone la presencia de un tapón en esta línea ya que el flujo que debería generar la bomba para mantener esta presión es muy grande y las pérdidas de energía serían bastante altas. Por otra parte la línea A está conectada a tanque y permite que el flujo que está en el cilindro del tornillo de inyección se devuelva a tanque, en este caso una válvula de cheque no permite que el flujo se devuelva por la línea de la válvula de regulación de presión. De esta forma solo queda un camino para que el fluido se devuelva y es pasando por la válvula limitadora de presión, esta válvula se abre una vez se alcanza la presión a la cual está tarada liberando el flujo. Sin embargo la válvula se cierra y se abre varias veces para que la presión suba y baje alrededor del valor deseado por el usuario.
Válvula de cheque. Impide el retorno de flujo hacia tanque.
Estado de la válvula
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3.2.3 Comprobación experimental de la hipótesis
Con el fin de validar el comportamiento hallado anteriormente se va a realizar un experimento de taguchi inyectando piezas de polipropileno. Los parámetros que se van a variar son la presión máxima de inyección, la temperatura de inyección y el tiempo al cual se detiene la inyección. Cabe decir que los cambios de temperatura se usan como una variación de la viscosidad y el tiempo es una medida de que tanto se ha llenado la cavidad del molde, es decir nos da una medida del aumento de la resistencia del molde. Lo que se quiere determinar en este experimento es la tasa de flujo (caudal) que se produce en cada experimento con el fin de observar el comportamiento de la inyectora. Los cambios de presión se utilizan para ver en qué forma afectan el proceso. Para realizar este experimento se utilizó una matriz ortogonal L9 para 3 factores de control con 3 niveles de intensidad.
Factores de control y niveles
Niveles Factores de control 1 2 3 Presión de inyección máxima (Psi) 500 800 1100 temperatura de inyección (°C) 159 175 190 tiempo de inyección (s) 0,15 0,2 0,25
Tabla 10: Parámetros de control y niveles de parámetros
Matriz de experimentos
Exp No. P hidráulica. Ph (Psi)
t iny. (s) Columna 3
T mezcla (°C)
1 500 0,15 1 159 2 500 0,2 2 175 3 500 0,25 3 190 4 800 0,15 2 190 5 800 0,2 3 159 6 800 0,25 1 175 7 1100 0,15 3 175 8 1100 0,2 1 190
9 1100 0,25 2 159 Tabla 11: tabla de experimentos
Estas pruebas se realizaron en la inyectora BOY 15 del laboratorio en ciclo automático y se obtuvieron 6 muestras de cada prueba como mínimo (anexo 3). Entre cada prueba se esperó un tiempo de 10 minutos con el fin de que se estabilizará la temperatura en el barril y la boquilla de inyección. A estas muestras se les midió la masa y con la densidad de este polipropileno (numeral 3.4.2) se determinó el volumen inyectado. Posteriormente se determinó la tasa de flujo dividiendo el volumen de cada muestra por el tiempo que duró la inyección. En la tabla 6 la presión medida es
79
la presión hidráulica, según el anexo 5 esta presión se multiplica por un factor de 10 para generar la presión en la punta del tornillo de inyección.
3.3 procedimiento para diseñar un feedstock
Hay varios modelos o procedimientos en la literatura orientados al diseño de procesos de moldeo de polvos por inyección, sin embargo todos tienen la misma base teórica de fondo. Un modelo propuesto en la literatura se muestra en el diagrama 6.
Diseño de un Feedstock para MPI
Selección de los polvos y sus
características
Diseño del sistema ligante
Determinación de la carga sólida por torque o
reometría capilar
Mezcla del feedstock en el mezclador
sigma
Caracterización térmica y reológica
del feedstock
Fin
Diagrama 6 [Ref. 21]: Pasos para fabricar un feedstock de polvos metálicos
3.3.1 Selección de los polvos
Los polvos se seleccionaron de tal forma que cumplieran las características de un polvo ideal para el MPI. Para poder llevar a cabo este procedimiento se seleccionó un polvo de la oferta comercial que concordara en gran medida con las especificaciones pedidas en la tabla 1 pero que además tuviera un costo bajo. Según la tabla 2 este polvo debía ser fabricado por medio de la descomposición carbonilo. Este procedimiento se resume en el diagrama 6.
Polvo para MPI
Características ideales para el
MPI
Costo accesible para
el proyecto
Tabla 1
Tabla 2
Polvo de hierro carboni
Diagrama 7: Procedimiento para seleccionar el polvo de hierro para diseñar el feedstock.
80
De acuerdo al diagrama 6 el polvo de hierro carbonilo que mejor se acerca a las condiciones ideales es el polvo de hierro carbonil. En este caso se sl OM BASF
Propiedades Polvo de hierro OM
información típica Hierro >97,8%
Carbono 0,7 ‐ 0,9 %
Oxígeno 0,2 ‐ 0,4 %
Nitrógeno 0,6 ‐ 0,9 %
Distribución de partícula
d 10 2 m
d 50 4 m
d 90 9 m
Densidad de batido 4.0 g/cm3
densidad teórica > 7.6 g/cm3
seguridad altamente inflamable y explosivo Figura 62 [Ref. 40]: Propiedades del polvo seleccionado e imagen de microscopía electrónica de barrido.
Las características de este polvo concuerdan con las que se enuncian en la tabla 1 y 2, por lo cual se puede usar en el MPI. Por otra parte no tiene elementos aleantes como: Mg, Mn, Co, Ni, etc. Que no se pueden extraer por difusión, con lo cual se pueden obtener las purezas deseadas en aplicaciones magnéticas. Además son ampliamente usados en la literatura para fabricar materiales magnéticos suaves y piezas de hierro [Ref. 7].
3.3.2 Selección del sistema ligante
En la literatura se encuentra una gran cantidad de sistemas ligantes que se utilizan para procesar materiales magnéticos, sin embargo la gran mayoría de estas formulaciones van orientadas al procesamiento de las aleaciones magnéticas de Fe‐Ni. El sistema ligante para el feedstock de polvos de hierro es muy similar a las formulaciones usadas en aleaciones magnéticas de Fe‐Ni ya que la interacción entre el polvo y el ligante es la misma en este caso; se busca la menor contaminación del polvo de elementos como el carbono y oxígeno. Por esta razón se buscará, seleccionará y evaluará teóricamente un sistema ligante utilizado en la literatura para el procesamiento de aleaciones de hierro o aleaciones de hierro níquel.
Las características que se tuvieron en cuenta para seleccionar el sistema ligante a ser usado en el procesamiento de los polvos de hierro son las siguientes:
1. Debe permitir la realización de un proceso de extracción de ligantes por solvente. (anexo 18) 2. El polímero a disolver debe estar en contacto con las partículas sólidas. (anexo 18) 3. Debe presentar buenas propiedades reológicas. (anexo 18) 4. Retención de la forma durante el proceso de remosión de ligantes por extracción térmica.
(anexo 18)
81
5. Que no contamine la pieza inyectada. (anexo 18) 6. No reacción del ligante con el polvo. (anexo 18) 7. Carga sólida. (anexo 18) 8. Compatibilidad con los polvos de Fe. (anexo 18)
3.3.2.1 Sistemas ligantes de la literatura
Se escogieron varios sistemas ligantes en la literatura que fueron usados en aplicaciones magnéticas, estos son los siguientes:
1. 79% PW, 20% EVA y 1% SA, carga sólida 62% [Ref. 8] 2. 79% PW, 20% PE y 1% SA, carga sólida 62% [Ref. 8] 3. 60% PW, 15% PP, 15% HDPE y 10% SA. Carga sólida 52% [Ref. 7] 4. 50% PW, 25% PP, 20% resina acrílica, 5% SA. Carga sólida 48% [Ref.]
PW: Cera parafina, EVA, SA: ácido esteárico, HDPE: Polietileno de alta densidad, PP: Polipropileno. Con este grupo de ligantes se va a realizar un análisis para seleccionar el ligante necesario para la aplicación deseada. Posteriormente se va a determinar la carga sólida óptima del proceso para este ligante con los polvos seleccionados. 3.3.3 Concentraciones del feedstock diseñado
En la tabla 12 se muestran las concentraciones del feedstock diseñado, y aunque no se ha visto el análisis realizado para elegir esta composición se muestra ya que de este dependen los procedimientos experimentales del diseño del proceso de mezcla y las simulaciones para determinar los parámetros óptimos de inyección.
componentes del sistema ligante
PP (% peso del ligante)
PW (% peso del ligante)
EA (% peso del ligante)
Carga sólida (% Vol. En el feedstock)
30% 65% 5% 61% Tabla 12: Componentes del sistema ligante
3.4 Diseño del proceso de mezcla
3.4.1 Parámetros
Los parámetros de mezcla en cuanto a tiempo, temperatura y velocidad de las aspas o los tornillos depende del tipo de mezclador. En el caso de los mezcladores de tipo sigma se trata de trabajar a temperaturas iguales o ligeramente superiores al punto de fusión del sistema ligante, teniendo como temperatura de fusión el punto de fusión del material que funde a mayor temperatura. Como ya se dijo antes esta temperatura puede ser determinada por medio de un DSC, pero en
82
este proyecto se determinó por medio de la búsqueda en la literatura de un DSC de un sistema ligante con proporciones similares al seleccionado.
Figura 63 [Ref. 26]: DSC de varias mezclas de PP y PW a 100/0%, 70/30%, 50/50%, 30/70%, 0/100%.
La mezcla que tiene las proporciones más parecidas a la que se eligió es la de 30% de PW y 70% de PP. El punto de fusión de sistema es 141 °C aproximadamente, con lo cual queda determinada la temperatura a la cual se debe realizar la mezcla.
Es importante tener la mayor agitación para generar los mayores cortantes con el fin de des aglomerar los polvos y así generar homogeneidad de la mezcla. El mezclador permite trabajar en un rango de 5 a 50 RPM y aunque la velocidad que crea la mayor agitación es de 50 RPM en la literatura se ha logrado comprobar que las mezclas a 35 RPM logran niveles de homogeneidad aceptables en el MPI.
El tiempo de la mezcla puede ser determinado observando la magnitud y la estabilidad en el torque del mezclador, por esta razón no puede ser determinado teóricamente. Sin embargo en la literatura suelen realizar la mezcla en tiempos menores a 50 minutos agregando el polvo gradualmente. Después de que el polvo es agregado en su totalidad se espera a que el torque se estabilice en un intervalo fijo.
Figura 64 [Ref. 25]: Grafica de torque de un mezclador tipo sigma.
83
En la figura 64 es evidente que el torque aumenta a medida que se aumenta la cantidad de polvo en la mezcla. Teniendo en cuenta que el tiempo que se utiliza para agregar el polvo en este caso ronda los 50 minutos, este será el tiempo base para preparar el feedstock de hierro. De esta forma la tasa a la que se debe agregar el polvo debe de ser de 165 g cada 2 minutos. Después de terminar de agregar el polvo se debe esperar a que se estabilice el torque en un valor fijo.
3.4.2 Densidades de los componentes del feedstock
Las densidades se obtuvieron por medio del método de inmersión, siguiendo la norma ASTM D0792 con muestras que superaran un gramo de peso. Se utilizó la balanza del laboratorio de propiedades mecánicas Artorius la cual tiene una resolución de 0,0001 g con una tolerancia de +/‐ 0,0001 g. Se hicieron 3 mediciones por cada polímero las cuales se promediaron y los resultados fueron los siguientes:
Polímero Densidad (g/cm3)
PW 0,93 PP 0,92 EA 0,98
Tabla 13: Densidades de los polímeros que se van a utilizar en el feedstock.
3.4.3 Proceso de mezcla
El proceso de mezcla se debe llevar a cabo teniendo en cuenta las características del mezclador que se tiene en el laboratorio, ya que esto indicará las cantidades de materia prima que se deben agregar y como se deben agregar. En un mezclador de tipo sigma se deben trabajar volúmenes de mezcla que cubran completamente las aspas o un poco por encima de estas ya que esta condición genera los mejores niveles de homogeneidad. En este caso el mezclador de tipo sigma tiene una capacidad de trabajo óptima del 100% de su capacidad, siendo esta de 1 litro. El rango de volumen de trabajo está entre un mínimo de 75% y el máximo debe ser ligeramente superior al volumen óptimo de trabajo es decir un poco superior a un litro.
Teniendo en cuenta que el volumen mínimo de trabajo del mezclador es del 75% de su capacidad óptima se debe diseñar el proceso para que la carga inicial sea de 0.75 litros, pero también se debe tener en cuenta que la carga del mezclador con el volumen de trabajo total no supere 1 litro. Para lograr esto se debe calcular la cantidad de ligante necesaria para que al adicionarle el volumen total de polvo no se supere el volumen de 1 litro.
sistema ligante masa total 400 g elemento porcentaje masa (g) volumen (cm3) PW 65% 260,00 279,10 PP 30% 120,00 130,87 EA 5% 20,00 20,39 total 400,00 430,36
Tabla 14: Cantidades de sistema ligante a usar en la mezcla.
84
tiempo min
masa de polvo (g)
volumen de polvo (cm3)
Carga sólida (% Vol.)
volumen mezclador (cm3)
2 165 21,71 5,1% 452,07 4 330 43,42 9,8% 473,78 6 495 65,13 14,0% 495,49 8 660 86,84 17,8% 517,20 10 825 108,55 21,3% 538,91 12 990 130,26 24,6% 560,62 14 1155 151,97 27,5% 582,33 16 1320 173,68 30,3% 604,04 18 1485 195,39 32,8% 625,75 20 1650 217,11 35,2% 647,46 22 1815 238,82 37,4% 669,17 24 1980 260,53 39,4% 690,88 26 2145 282,24 41,4% 712,59 28 2310 303,95 43,2% 734,30 30 2475 325,66 44,9% 756,01 32 2640 347,37 46,5% 777,72 34 2805 369,08 48,0% 799,43 36 2970 390,79 49,4% 821,14 38 3135 412,50 50,8% 842,86 40 3300 434,21 52,1% 864,57 42 3465 455,92 53,3% 886,28 44 3630 477,63 54,4% 907,99 46 3795 499,34 55,5% 929,70 48 3960 521,05 56,6% 951,41 50 4125 542,76 57,6% 973,12 52 4290 564,47 58,5% 994,83 54 4455 586,18 59,4% 1016,54 56 4620 607,89 60,3% 1038,25 58 4785 629,61 61,2% 1059,96
Tabla 15: Carga sólida y volumen del mezclador durante el proceso de mezcla
En la tabla 15 se ve que el volumen de 0.75 litros se encuentra con una masa de 400 g de ligante y 2475 g de polvo, los cuales se van agregar al tiempo en el mezclador para empezar el proceso de mezcla. Cabe resaltar que los ligantes fueron mezclados con anterioridad según la tabla 18:
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sistema ligante masa total 900 g
elemento porcentaje masa (g) volumen (cm3)
PW 65% 585,00 627,97 PP 30% 270,00 294,46 EA 5% 45,00 45,87 total 900,00 968,30 Tabla 16: concentraciones para realizar la premezcla de los ligantes
Después de agregar esa cantidad de polvo y ligante en el mezclador se continuará agregando polvo a una tasa de 165 g cada 2 minutos hasta alcanzar una masa de polvo de 4785 g que equivale una carga sólida de 61% en vol. Se debe dejar enfriar el mezclador mientras se continua agitando la mezcla para prevenir segregaciones, una vez el torque empieza a aumentar desproporcionadamente el mezclador se detiene y se extrae la mezcla.
3.5 Caracterización del feedstock (de la literatura)
Es necesario caracterizar el feedstock para poder realizar las simulaciones por computador. Si la caracterización es muy buena los resultados de la simulación serán precisos, pero si por el contrario la caracterización es mala los resultados no serán tan buenos.
Durante la fase de llenado las propiedades más influyentes son: la reología, calor específico, conductividad térmica y la temperatura de transición. Durante la fase de empaquetamiento, sostenimiento y enfriamiento las propiedades más influyentes son: información PVT, calor específico, conductividad térmica, temperatura de transición, coeficiente de expansión térmica, módulo de elasticidad, módulo de rigidez y módulo de Poisson
Propiedades reológicas
Las propiedades reológicas fueron obtenidas de la literatura buscando las caracterizaciones reológicas del feedstock más parecido. En este caso el feedstock tenía un sistema ligante con 50% de PW y el resto de cadenas largas con una carga sólida de 65% en volumen de polvos de acero inoxidable de 10 µm de tamaño medio. También se eligió esta caracterización ya que fue usada para simular el proceso de llenado por medio del programa MoldFLow y además calcularon los coeficientes del modelo de segundo orden para la viscosidad en este programa. Por otra parte la caracterización se realizó para las temperaturas en las cuales se deben realizar las simulaciones para nuestro feedstock.
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Figura 65 [Ref. 20]: Caracterización reológica
El modelo de segundo orden para la viscosidad del programa MoldFlow se basa en la determinación de los coeficientes de la siguiente ecuación:
Ecuación 14 [Ref. 19]: Modelo de segundo orden para la viscosidad.
Tabla 17 [Ref. 19]: Estos son los valores de los coeficientes de la ecuación 15 para la caracterización escogida.
Figura 66 [Ref. 37]: curva reológica de un feedstock con sistema ligante de PW/PP/EA con un polvo de carburo de tungsteno.
Como se puede ver las curvas en las figuras 65 y 66 son parecidas, por lo cual se puede ver que lo más importante en las características reológicas de un feedstock son los componentes del sistema ligante. Esto indica que es menor la influencia de las características del polvo que la del mismo ligante [Ref. 16].
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La temperatura de transición para este feedstock es de 60 °C, ya que esta el valor usual para feedstock con sistemas ligantes basados en PW [Ref. 29].
Calor específico
En la literatura se encontraron valores de esta propiedad para feedstock de acero inoxidable con un sistema ligante basado en cera parafina y con una carga sólida de 62% vol. Este valor en teoría no debería variar en gran medida entre el feedstock diseñado y la propiedad hallada en la literatura ya que el calor específico para todos los polímeros usualmente usados en MPI tiene valores entre 0,2 y 0,3 J/°C‐m [Ref. 1], de la misma forma el acero inoxidable tiene un calor específico de 510 J/°C‐m el cual es muy parecido al del hierro que es de 450 J/°C‐m [Ref. 29].
Figura 67 [Ref. 19]: calor específico del feedstock mencionado anteriormente.
En la figura 67 se ve que el valor del calor específico aproximadamente es de 0,7 J/°C‐m, sin embargo hay un pico en 52 °C aproximadamente donde el calor específico toma un valor de 1.25 J/°C‐m.
Conductividad térmica
La conductividad térmica fue calculada por medio de la aproximación de Raylegh‐Devries. En la cual se obtiene el coeficiente de conductividad térmica para un material compuesto de una fase discontinua inmerso en una fase continua. El coeficiente efectivo se calcula a través del coeficiente de conductividad térmica de cada fase y del porcentaje volumétrico de la fase discontinua en la fase continua. De acuerdo a los componentes del sistema ligante seleccionado la conductividad térmica de este debe ser proporcional a la cantidad de cada componente en el ligante.
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conductividad térmica (W/m‐C)
porcentaje en el ligante
Parafina 0,3 0,7 Polipropileno 0,2 0,3 conductividad térmica promedio 0,255
Tabla 18: conductividad térmica del sistema ligante
Conductividad de los polvos de hierro (W/m‐C) Kd 85 Conductividad del ligante (W/m‐C) Kc 0,255 Carga sólida volumétrica Vd 0,61 parámetro de red a 4 µm conductividad efectiva (W/m‐C) Keff 1,42 Tabla 19: Variables necesarias para resolver la ecuación 13.
El parámetro de red es de 4 µm, ya que es la distancia media hay entre 2 centros de los polvos seleccionados. El resultado de este procedimiento da como resultado una conductividad térmica de 1,42 W/m‐C, la cual concuerda con los valores hallados en la literatura.
Propiedades mecánicas
Las propiedades mecánicas no son de gran relevancia durante el proceso de llenado de la cavidad ya que la parte elástica del material es muy pequeña. Sin embargo se tomaron los datos de un feedstock de polvo de acero inoxidable con un sistema ligante basado en ceras y aceites.
Tabla 20 [Ref. 29]: Propiedades mecánicas.
Temperaturas importantes
Las temperaturas importantes en el molde son la temperatura de transición vítrea, el punto de ablandamiento y la temperatura de re cristalización más baja. En la literatura se encontró que para feedstock con sistemas ligantes basados en parafina la temperatura de re cristalización está entre 30 °C y 40 °C [Ref. 29]. De la misma forma se encontró que la temperatura de transición está entre los 50 °C y 60 °C. Finalmente la temperatura de ablandamiento está entre 70 y 80 °C [Ref. 29].
89
3.6 Parámetros de moldeo
3.8.1 Fase de inyección y Simulaciones
La selección de los parámetros de inyección inicia con la delimitación de la ventana de operación. En esta ventana se hace un mapeo de las posibles combinaciones entre tasa de flujo durante el llenado de la cavidad y la temperatura de inyección dando como resultado las presiones de inyección necesarias para realizar cada combinación. Por medio de este procedimiento se puede determinar cuáles son las velocidades de llenado óptimas bajo el concepto de que entre menor sea la presión de inyección menores serán los esfuerzos residuales, y por ende menores serán las distorsiones y grietas después del moldeo impidiendo la formación de grietas durante la extracción de ligantes y sinterización.
Para realizar este proceso se utilizará el programa de simulación de inyección de plásticos MoldFlow Plastic Insight V 6.1. Versión académica. Las simulaciones se llevaron a cabo en Francia por medio del estudiante de doctorado Camilo Cruz en la universidad ENSAM, al cual se le envió la siguiente información para realizar las simulaciones:
Parámetros de las simulaciones en cuanto a:
‐ método de análisis, tasa de flujo, temperatura de inyección, temperatura del molde y punto de cambio de control de velocidad a control de presión (100%). Caracterización del feedstock La construcción de la pieza en archivo de Solidedge V.19 versión académica
‐ El archivo IGES del archivo en Solidedge
‐ Parámetros de enmallado (1,77 la longitud de los elementos)
En el diagrama 8 se muestran los pasos para realizar las simulaciones y determinar la posible ventana de operación del proceso de inyección del feedstock:
90
Simulación por
computadora
Creación del modelo CAD
Dimensiones de la pieza inyectada
físicamente
Importación del archivo al
programa
Conversión a archivo IGES
Selección del método de
solución
Introducción de las propiedades del feedstock en
el simulador
Cambio de parámetros
de inyección
Ubicación del punto de inyección
Completados los
esayos
Fin
Gráfica de Presión VS velocidad
Diagrama 8: Procedimiento para llevar a cabo las simulaciones.
3.8.2 Etapa de sostenimiento, enfriamiento y expulsión
Adicionalmente se realizará una simulación en la función de llenado y empaquetamiento con los parámetros de llenado seleccionados como óptimos para observar el tiempo que se demora en solidificarse la compuerta de la cavidad y el tiempo necesario para alcanzar la temperatura de expulsión que debe ser menor a 60 °C ya que esta es la temperatura de transición. Los parámetros seleccionados se compararán con los parámetros usuales de la literatura
91
Parámetros óptimos
Ventana de operación
Delimitación de la ventana de operación
Selección de parámetros
óptimos
Comparación con los parámetros usuales de la
literatura
Fin
Diagrama 9: Procedimiento para determinar los parámetros óptimos de inyección
En el diagrama 9 se muestra el procedimiento para determinar los parámetros óptimos de inyección por medio de la delimitación de la ventana de operación. Luego estos parámetros se compararán con los parámetros usuales de la literatura y se dará una explicación de las razones por las cuales estos parámetros difieren.
92
4 CAPITULO 4: Resultados y análisis de resultados
4.1 Plano hidráulico y funcionamiento de la inyectora
Figura 68: Plano hidráulico de la inyectora actualizado
La figura 71 muestra el plano actualizado de la inyectora con los elementos con los que cuenta la inyectora BOY 15. Por medio de este se realizó la formulación de la hipótesis acerca del funcionamiento de la máquina y puede ser utilizado para futuros trabajos en los que se requiera ver el funcionamiento de la máquina.
Matriz de experimentos
Exp No. P iny. (Mpa) t iny. (s) Columna 3
T mezcla (°C)
1 500 0,15 1 159 2 500 0,2 2 175 3 500 0,25 3 190 4 800 0,15 2 190 5 800 0,2 3 159 6 800 0,25 1 175 7 1100 0,15 3 175 8 1100 0,2 1 190
9 1100 0,25 2 159
Grupo 1
Grupo 5
Grupo 7
Grupo 10
93
Tabla 21: tabla de experimentos
En el anexo 3 se encuentra la tabla con los ensayos realizados por cada prueba, el promedio de estos ensayos es el resultado enunciado en la tabla 24.
Experimento No. masa (g)
Vol. llenado (cm3)
tasa de flujo (cm3/s)
1 0,98 1,07 7,1 2 1,20 1,31 6,5 3 2,38 2,59 10,4 4 3,47 3,79 25,2 5 1,78 1,94 9,7 6 3,15 3,43 13,7 7 3,42 3,73 24,9 8 3,78 4,12 20,6
9 3,44 3,75 15,0 Tabla 22: Resultados de los experimentos
La tabla 25 muestra los resultados de las 9 pruebas del experimento de taguchi. Por medio de estos resultados se aplicó el método de análisis de la suma de promedios para cada nivel.
Nivel P iny t iny. T mezcla 1 8,00 19,06 10,61 2 16,21 12,27 15,03 3 20,14 13,02 18,72
Tabla 23: Promedio de tasa de flujo para cada nivel.
La figura 72 muestra el impacto de cada uno de estos parámetros en la tasa de flujo.
Figura 69: Gráfica de los resultados del experimento
94
Por medio de este experimento de Taguchi se demuestra el comportamiento que se dedujo teóricamente de la Inyectora. Se muestra claramente que a tiempos pequeños de llenado la tasa de flujo es notablemente más alta. Esto se debe a que en estos tiempos la cavidad hasta ahora se empieza a llenar y la caída de presión es pequeña, ya que la caída de presión es pequeña la bomba de la inyectora genera más fluido para mantener la presión de 140 Bar antes de la válvula de reducción de presión. Una vez empieza a subir el tiempo de llenado se evidencia una caída en la tasa de flujo tanto en los niveles 2 y 3 (0,2 y 0,25 s), esto se debe a que la caída de presión en la cavidad aumentó y la bomba genera menos flujo ya que no es necesario compensar la presión que no fue consumida. En el nivel 2 se ve un comportamiento extraño, ya que la tasa de flujo baja más que en el tercer nivel, por esta razón cabe resaltar que la inyectora en este tiempo específico sacudía el grupo de inyección un poco como si la válvula de mover el grupo de inyección dejara de realizar fuerza o se desconectara. Nunca se supo la causa de este problema, por lo cual no se pudo solucionar.
La tasa de flujo con respecto al factor de control de la presión de inyección muestra que el aumento de la presión de inyección genera mayores tasas de flujo. Si se observa la ecuación 13 este comportamiento es normal ya que el caudal es proporcional a la presión aplicada.
La tasa de flujo también aumenta con el aumento de la temperatura. Teniendo en cuenta que un aumento de la temperatura genera una disminución en la viscosidad se puede ver que a menor viscosidad aumenta la tasa de flujo, ya que la viscosidad es inversamente proporcional al caudal. Cuantitativamente en la inyección de polipropileno homo polímero un aumento de 3000 Psi de presión de inyección genera el mismo efecto que un aumento de 15 °C en la viscosidad de la mezcla, por lo menos en el rango de 5000 Psi a 11000 Psi y de 160 °C a 190 °C. Es importante notar que estos resultados solo se pueden utilizar en la geometría del molde que se tiene en el laboratorio y con ese material.
Alcances de la inyectora
El comportamiento observado anteriormente muestra que la inyectora efectivamente está siguiendo el comportamiento identificado en la hipótesis del funcionamiento hidráulico de la inyectora, y además concuerda cualitativamente con el comportamiento de la ecuación 13. Por otra parte también se evidencia la gran variabilidad que hay entre disparo y disparo a causa de que la máquina no tiene un sistema de control robusto, es decir de lazo cerrado. En el anexo 2 se puede observar la variabilidad de las muestras inyectadas con cada grupo de parámetros de inyección del experimento de taguchi.
4.2 Selección del sistema ligante y la carga sólida óptima
Grupo de sistemas ligantes de la literatura:
1. 79% PW, 20% EVA y 1% SA, carga sólida 62% [Ref. 8] 2. 79% PW, 20% PE y 1% SA, carga sólida 62% [Ref. 8] 3. 60% PW, 15% PP, 15% HDPE y 10% SA. Carga sólida 52% [Ref. 7]
95
4. 50% PW, 25% PP, 20% resina acrílica, 5% SA. Carga sólida 48% [Ref.] PW: Cera parafina, EVA, SA: ácido esteárico, HDPE: Polietileno de alta densidad, PP: Polipropileno. Análisis de los posibles sistemas ligantes
1. 79% PW, 20% EVA y 1% SA, carga sólida 62% De este sistema ligante se sabe que tiene buenas propiedades reológicas ya que presenta un comportamiento pseudoplástico aun a altas tasas de corte. Cumple con el requisito de la presencia de parafina mayor al 30% y tiene una carga sólida alta. De todas formas no se conoce el comportamiento del EVA al momento de degradarse térmicamente, con lo cual no se puede hacer ninguna determinación de la pureza de la aleación magnética después de ser sinterizada. Una desventaja es el bajo punto de degradación del EVA, lo que puede generar distorsión de la pieza ya que al producir una remoción de ligantes sin promover un inicio significativo en los mecanismos que rigen la sinterización es posible que la pieza no logre retener la forma. El alto contenido de cera parafina puede presentar problemas de segregación de polvos debido a las bajas viscosidades que generan estos polímeros durante el moldeo. Por otra parte la orientación del flujo al momento de la inyección para este sistema ligante es baja, ya que la cera parafina al tener cadenas más cortas de polímero impide la aparición de este fenómeno [Ref. 31].
2. 79% PW, 20% HDPE y 1% SA, carga sólida 62% Este sistema ligante también presenta buenas propiedades reológicas aunque es un poco menos pseudoplástico que el anterior. También se forma de parafina y además tiene como ligante central polietileno de alta densidad, esto puede asegurar una mejor pureza de la pieza inyectada después del proceso de remoción de ligantes. El alto contenido de cera parafina puede presentar problemas de segregación de polvos debido a las bajas viscosidades que generan estos polímeros. Por otra parte la orientación del flujo al momento de la inyección para este sistema ligante es baja, ya que la cera parafina al tener cadenas más cortas de polímero impide la aparición de este fenómeno [Ref. 31].
3. 60% PW, 15% PP, 15% HDPE y 10% SA. Carga sólida 52% De este sistema ligante no se tiene información sobre las propiedades reologicas, sin embargo fue inyectado exitosamente con lo cual se puede intuir un buen desempeño de estas. Las propieades magnéticas y mecánicas que alcanzó son bastante buenas, por lo cual se puede intuir que la formulación es correcta. La pureza de la aleación alcanzaró los niveles requeridos para materailes magnéticos según Chaman Lall, con valores de 0,002% para el C y el O2. Los cuales son mejores que los recomendados. Tiene parafina con un porcentaje superior al 30% y tiene como ligantes
96
centrales Polietileno y Polipropileno, los cuales presentan un bajo porcentaje de carbono residual en el momento de ser degradados térmicamente. EL alto porcentaje de ácido esteárico que tiene este sistema ligante promueve la homogeneidad durante la mezcla y además promueve una mejor adhesión del ligante con el polvo. Esto último es de suma importancia dado que se tiene un mezclador de tipo sigma [Ref. 21].
Tabla 24 [ref. 7]: Propiedades generadas con el sistema ligante mensionado anteriormente.
Estas propiedades son superiores a las reportadas por Chaman Lall en cuanto a magnetización máxima Br y permeabilidad. Por otra parte el campo coercivo disminuyó lo cual también es mejor para las propiedades de los materiales magnéticos suaves. Uno de los problemas que tiene este feedstock es la baja carga sólida que se utilizó, alrededor de 52%. Esto se pudo haber generado a causa del tamaño de los polvos, el cual fue menor a 3 micras. Estos tamaños de polvo tienen a crear aglomeraciones que impiden que se distribuyan homogeneamente en el ligante. Sin embargo los polvos que se seleccionaron para este proyecto no tienen problemas de aglomeración y presentan cargas sólidas en la literatura de 61% [Ref. 1].
Tabla 25 [Ref. 7]: Propieades de los polvos usados en este paper.
4. 50% PW, 25% PP, 20% resina acrílica, 5% SA. Carga sólida 48%
Este sistema ligante presentó buenas propiedades reológicas, pero impidió la generación de muestras con propiedades magnéticas correctas debido posiblemente a la presencia de la resina acrílica, ya que al tratarse de un polímero termoestable pudo haber dejado una alta concentración de carbono residual llevando los niveles de este elemento hasta un 0,24%, el cual no es aceptable para materiales magnéticos suaves [Ref. 27].
5. 60% PW, 40% PP Este sistema ligante cumple con los requisitos para poder ser utilizado en un proceso de moldeo de polvos por inyección de aleaciones magnéticas. Pero la falta de otros elementos como
97
surfactantes puede prever problemas de segregación tanto en el moldeo como en la mezcla [Ref. 1]. De acuerdo al anterior análisis el sistema ligante que se utilizará para realizar el proceso de inyección es el No 3. Los ligantes se compraron en la oferta comercial colombiana. Del documento base del que se extrajo el sistema ligante la carga sólida es de 52% vol. Sin embargo en la literatura se ha logrado comprobar que este tipo de sistema ligante mezclado con el polvo que se seleccionó alcanza a tener carga sólida 61% vol. (Anexo 7) [Ref. 1].
De esta forma las composiciones del sistema ligante son las siguientes:
componentes del sistema ligante
PP (% peso del ligante)
PW (% peso del ligante)
EA (% peso del ligante)
Carga sólida (% Vol. En el feedstock)
30% 65% 5% 61% Tabla 26: Componentes del sistema ligante
En la tabla 28 se muestran las concentraciones finales del feedstock diseñado. Este feedstock tiene un sistema ligante muy parecido a los utilizados usualmente en la literatura (anexo 8), por lo cual se puede esperar que esta formulación de feedstock va a generar un producto final de buena calidad.
4.3 Ventana de operación
Inicialmente se realizó el modelo en un software CAD. Las medidas se tomaron de unas piezas físicas que se inyectaron. Estas medidas fueron compradas con las del molde y resultaron ser bastante parecidas. La diferencia radicó en rechupes en las partes superiores y laterales del cilindro. Después de hacer la construcción en SolidEdge V. 19 se gravó la pieza como archivo IGES con unidades en milímetros. Utilizando el programa Moldflow V 6.1 se importó la pieza y se enmalló con una longitud de elemento de 1,77 mm para un total de 11.600 elementos aproximadamente. El proceso de enmallado se hace en 2 pasos primero se enmalla la pieza en la función “fusion” y después se realiza el enmallado con el enmallado 3D.
98
Figura 70: modelo CAD enmallado en MoldFlow.
Como ya se explicó anteriormente el programa puede resolver el comportamiento de la inyección durante: el llenado, el empaquetamiento y el enfriamiento. En este caso solo se llevarán a cabo las simulaciones para el llenado de la cavidad, el cual corresponde al método de solución “fill”.
El siguiente paso fue escoger el material base para ingresar la información del feedstock. Se escogió un material de inyección de la base de datos del programa con las propiedades de un feedstock de W‐Cu. La caracterización de este material fue realizada por la universidad AJOU en Francia y cabe resaltar que las propiedades de este material venían con el programa. Las propiedades que se deben introducir en el simulador son las siguientes:
grupo de propiedades Propiedad
Propiedades PVT densidad en estado sólido
densidad en estado fundido
información PVT
Propiedades mecánicas módulo de elasticidad
módulo de Poisson
coeficiente de expansión térmica
Procesamiento recomendado
Parámetros recomendados de operación
modelo de encogimiento modelo para calcular encogimiento
Propieades reológicas modelo de viscosidad
temperatura de transición
datos del llenado datos de llenado
Propiedades térmicas Cp calor específico
Conductividad térmica
Propiedades ópticas Coeficiente de esfuerzos ópticos
99
Tabla 27: Las propiedades que están resaltadas son las que se deben introducir obligatoriamente para obtener buenos resultados. Las propiedades que no están resaltadas simplemente no tienen ningún efecto sobre los métodos de
solución del programa o son despreciables en la función de llenado.
Las propiedades con las cuales se alimentó el simulador fueron las encontradas en la etapa de caracterización del feedstock. El listado de las propiedades que se le enviaron a Camilo Cruz se encuentran en el anexo 4.
Se trató de utilizar el modelo de viscosidad por matriz, en el que introducen los datos de una gráfica de viscosidad contra tasa cortante en una matriz, pero los resultados fueron bastante malos. No importaban los parámetros de inyección la caída de presión total siempre era menor a 1 MPa. Por esta razón se utilizó el modelo de ecuación de segundo orden para la viscosidad, la ecuación fue desarrollada en el trabajo Análisis experimental y numérico del moldeo de polvos metálicos por inyección [Ref. 19]. Las simulaciones se hicieron siguiendo los siguientes parámetros de inyección:
Parámetro método de control Valores
temperatura del molde 20 °C temperaturas 120 °C, 135 °C, 150 °C, 165 °C y 180 °C
velocidades de inyección tasa de flujo 60, 30, 20, 10, 7, 5, 4, 3 ,2 ,1 cm3/s
Punto de cambio de control de velocidad/presión cantidad llenada 100% de la cavidad total
Tabla 28: Parámetros de inyección
El intervalo de temperatura se escoge teniendo en cuenta que la máxima temperatura permisible debe ser menor el primer punto de degradación del sistema ligante. En este caso ese punto corresponde al punto de degradación de la parafina que suele estar entre 170 y 180 °C como se muestra en la siguiente figura [Ref. 28].
Figura 71 [Ref. 28]: Análisis termo gravimétrico de un sistema ligante compuesto de 50 % de HDPE, 46% de PW y 4% de EA.
100
Por otra parte el límite de la temperatura mínima de moldeo debe ser la temperatura de fusión. Para un feedstock de las características que se escogió este punto suele estar entre 135 ° y 145 °C. Se hicieron las simulaciones desde 120° para observar que pasaba por debajo de la temperatura de fusión, que en este caso se eligió de 135 °C [Ref. 19, 30].
El rango de velocidades se escogió teniendo como parámetro las velocidades usuales en el MPI, que en este caso estaban entre 1 y 60 cm3/s [Ref. 1].
Con estos parámetros se deben correr 50 simulaciones. Se utilizarán cada una de las temperaturas de la tabla 22 y se variará la tasa de flujo en cada uno de los valores de esta misma tabla. El intervalo de variación de las tasas de flujo se hace más pequeño entre 5 y 10 cm3/s ya que en este intervalo es donde se presentan las presiones mínimas u óptimas, además el cambio en este intervalo es bastante brusco con un cambio muy bajo de la velocidad de inyección. La figura 70 muestra la forma de visualizar los resultados de caída de presión en el simulador, en la barra derecha se encuentra el valor máximo de la caída de presión total y la figura muestra la caída a lo largo de toda la cavidad.
Figura 72: Caída de presión a lo largo de la cavidad durante el llenado. La presión de inyección máxima es la suma de todas estas caídas y se presenta como la presión máxima de inyección.
Las siguientes son las gráficas a diferentes velocidades de inyección a una cierta temperatura.
Simulaciones con temperatura de inyección de 120 °C.
Tiempo de llenado (s)
Tasa de flujo (cm3/s)
Presión de inyección máxima (Mpa)
0,0251 60 31,65 0,0505 30 24,32 0,0759 20 21,48 0,1523 10 18,32 0,2181 7 17,08 0,3065 5 16,24
101
0,3835 4 15,89 0,4455 3,5 15,67 0,5152 3 15,86 0,6312 2,5 16,36 0,78 2 17,01 1,61 1 23,68
Tabla 29: Resultados de las simulaciones a 120 ° C variando la velocidad de llenado.
Figura 73: tiempos de llenado a 120 °C
Figura 74: Ampliación del intervalo de presión óptima.
Los siguientes son las velocidades de llenado óptimas y máximas. Para determinar la velocidad máxima se escogió como parámetro la variación de 0,5 MPa entre la presión de inyección óptima y la máxima.
102
tiempo presión (Mpa)
Optimo 0,45 15,7 Máximo 0,58 16,2
Tabla 30: tiempos óptimos y máximos de llenado.
Simulaciones con temperatura de inyección de 135 °C.
Tiempo de llenado
Tasa de flujo (cm3/s)
Presión de inyección máxima (Mpa)
0,0251 60 19,57 0,0505 30 14,64 0,0759 20 12,84 0,1523 10 10,68 0,2181 7 10,1 0,3065 5 9,58 0,3835 4 9,452 0,445 3,5 9,501 0,5152 3 9,698 0,78 2 11,04 1,61 1 16,9 Tabla 31: Presión de inyección a 130 °C.
Figura 75: tiempos de llenado a 135 °C
103
Figura 76: Ampliación de la gráfica de tiempos de llenado a 135 °C
tiempo presión (Mpa)
Optimo 0,4 9,452 Máximo 0,58 10,1
Tabla 32: tiempos óptimos y máximos de llenado.
Simulaciones con temperatura de inyección de 150 °C.
Tiempo de llenado (s)
Tasa de flujo (cm3/s)
Presión de inyección (MPa)
0,0251 60 11,85 0,0505 30 8,671 0,0759 20 7,6 0,1523 10 6,327 0,2181 7 5,952 0,3065 5 5,734 0,3835 4 5,653 0,5152 3 5,878 0,78 2 6,752 1,61 1 12,06
Tabla 33: Presión de inyección a 130 °C.
104
Figura 77: tiempos de llenado a 150 °C
tiempo presión (Mpa)
Optimo 0,38 5,7 Máximo 0,64 6,2
Figura 78: tiempos óptimos y máximos de llenado.
Simulaciones con temperatura de inyección de 165 °C.
Tiempo de llenado (s)
Tasa de flujo (cm3/s)
Presión de inyección (MPa)
0,0251 60 7,225 0,0505 30 5,272 0,0759 20 4,559 0,1523 10 3,798 0,2181 7 3,567 0,3065 5 3,441 0,3835 4 3,432 0,5152 3 3,583 0,78 2 4,268 1,61 1 9,159
Tabla 34: Presión de inyección a 165 °C.
105
Figura 79: tiempos de llenado a 165 °C
tiempo
presión (Mpa)
Optimo 0,34 3,441 Máximo 0,68 3,9
Tabla 35: tiempos óptimos y máximos de llenado.
Simulaciones con temperatura de inyección de 180 °C.
Tiempo de llenado (s)
Tasa de flujo (cm3/s)
Presión de inyección (MPa)
0,0251 60 4,429 0,0505 30 3,209 0,0759 20 2,751 0,1523 10 2,29 0,2181 7 2,171 0,3065 5 2,136 0,3832 4 2,138 0,5152 3 2,224 0,78 2 2,707 1,61 1 6,9
Tabla 36: Presión de inyección a 180 °C.
106
Figura 80: tiempos de llenado a 180 °C
tiempo presión (Mpa)
Optimo 0,31 2,136 Máximo 0,79 2,7 Tabla 37: tiempos óptimos y máximos de llenado
Las anteriores gráficas siguen el comportamiento de las figuras 17 y 18. A tasas de flujo altas las presiones de inyección son altas y a medida que disminuyen las presiones de inyección también disminuyen hasta un punto mínimo, en este caso el punto óptimo. Luego las presiones empiezan a aumentar debido al enfriamiento del feedstock y al crecimiento de la zona solidificada en las paredes de la cavidad. También se evidencia que a medida que aumentan las temperaturas disminuyen las presiones de inyección indiferente de la tasa de flujo, además el intervalo entre el tiempo óptimo y máximo se vuelve más grande. Este comportamiento se resume en las siguientes figuras.
107
Gráfica de tiempos mínimos y máximos dependiendo de la temperatura
Figura 81: tiempos mínimos y máximos dependiendo de la temperatura
Temp. (°C) t optimo (s) presión (Mpa) t max (s)
presión (Mpa)
135 0,4 9,452 0,58 10,1 150 0,36 5,7 0,64 6,2 165 0,34 3,441 0,68 3,9 180 0,31 2,136 0,79 2,7
Tabla 38: información de la figura 103.
Se observa que el rango de tiempos de inyección aumenta a medida que aumenta la temperatura, lo cual es razonable ya que a temperaturas más altas el feedstock se demorará más tiempo en solidificarse lo que permite tiempos más largos de inyección sin aumentos grandes en la presión de inyección. También se puede decir que el tiempo óptimo a la máxima temperatura es el más pequeño a causa de la disminución de la viscosidad del feedstock. Por otra parte se ve que a 120 °C todavía se puede moldear la pieza, lo cual concuerda con la teoría de la literatura ya que el límite mínimo de temperatura para llevar a cabo el moldeo es la temperatura de ablandamiento y en el caso de feedstocks con sistemas ligantes basados en PP y PW esta temperatura oscila entre 70 °C y 90 °C [Ref. 29]. Sin embargo se establece que la temperatura mínima de inyección para obtener piezas de buena calidad debe estar por encima del punto de fusión del feedstock. En el caso del feedstock seleccionado, la temperatura del punto de fusión es de 135 °C y la nueva gráfica de tiempos óptimos y máximos es la siguiente.
108
Figura 82: tiempos mínimos y máximos dependiendo de la temperatura
Los tiempos óptimos varían entre 0,4 s y 0,3 y los máximos varían entre 0,58 y 0,8. Entre la óptima y la máxima temperatura de inyección se tiene una diferencia en presiones de inyección de 6 MPa aproximadamente. Además se ve que la diferencia entre estas 2 curvas es poca (0.5 MPa) con lo cual se puede verificar que el intervalo de presiones elegido para determinar los tiempos máximos y mínimos es correcto.
También se ve que la tendencia de la presión de inyección es la de descender con respecto al aumento de la temperatura, lo cual es muy normal ya que con aumentos de la temperatura disminuye la viscosidad del feedstock y este fluye más fácil. Por otra parte el intervalo entre el tiempo óptimo y máximo de llenado a la temperatura más baja es muy pequeño debido a que el feedstock se empieza a solidificar en tiempos más cortos.
Si se compara esta ventana de operación con la de un polímero como el PP se ve que los tiempos de son muy pequeños debido al alto coeficiente de conductividad térmica del feedstock y a su bajo calor específico. Por lo cual la inyección se debe hacer a velocidades de inyección grandes.
109
Figura 83: Ventana de operación
tasas de flujo (cm3/s)
t max (s) Pre. (MPa) Temp. °C) 60 30 20 10 5 4 3 2 1 0,58 10,1 135 19,57 14,64 12,84 10,68 9,58 9,452 9,698 11,04 16,9 0,64 6,2 150 11,85 8,671 7,6 6,327 5,734 5,734 5,878 6,752 12,06 0,68 3,9 165 7,225 5,272 4,559 3,798 3,441 3,432 3,583 4,268 9,159 0,79 2,7 180 4,429 3,209 2,751 2,29 2,136 2,138 2,224 2,707 6,9
Tabla 39: Presiones de inyección de varias velocidades de inyección a diferentes temperaturas
Esta es la posible ventana de operación y en ella se muestra que a temperaturas de inyección bajas las presiones de inyección son más altas que las presiones que se presentan a altas temperaturas. Por otra parte el aumento de estas presiones con el aumento de la velocidad de inyección tiene tasas más grandes a medida que disminuye la temperatura de inyección.
El intervalo de presiones a 135 °C va desde 7 MPa hasta 20 MPa aproximadamente y el intervalo de presiones a 180 °C va desde 5 MPa hasta 2 MPa mostrando el alto impacto de la temperatura sobre la viscosidad del feedstock. Es importante resaltar que a bajas tasas de flujo entre 10 y 4 cm3/s el incremento de presión es muy pequeño. Estas tasas de flujo representan tiempos de llenado entre 0,7 y 0,3 s. los cuales concuerdan con los tiempos óptimos y máximos de inyección de la figura 110. Una vez se llega a la curva de velocidad de inyección óptima las presiones empiezan a aumentar debido a la mayor transferencia de calor entre el feedstock y el molde, este comportamiento se identifica en las columna subrayadas de rojo en la tabla 31, con lo cual estas velocidades quedan excluidas de la posible ventana de operación.
4.4 Parámetros óptimos
Temperatura del feedstock y temperatura del molde
La temperatura de inyección se debe elegir entre las temperaturas de fundido del feedstock y el primer punto de degradación térmica de los elementos que componen el sistema ligante. Como la
110
figura 21 lo indica, basado en la ventana de operación la temperatura no debe ser ni muy alta ni muy baja con el fin de evitar inyecciones incompletas, segregaciones, “jetting” o rebabas. De acuerdo a la figura 105 se puede deducir que el rango de temperaturas intermedio para el feedstock está entre 150 °C y 165 °C. A pesar de que se delimita con bastante precisión el rango de temperaturas óptimas, en el documento donde se extrajo la información del sistema ligante de este feedstock la temperatura a la que se inyecta es de 150 °C y por esta razón se escoge esta como la temperatura óptima.
Generalmente el molde se debe precalentar para evitar que el feedstock se enfrié muy rápido durante la inyección y que el proceso de enfriamiento sea más lento para eliminar esfuerzos residuales que generen distorsión o grietas durante la remoción de ligantes. Esta temperatura debe estar por debajo del punto de cristalización más bajo de los componentes del feedstock para evitar que la pieza se quede pegada al molde (“sticking”). Se sabe que los feedstock que tienen ceras parafinas en sus componentes presentan puntos de cristalización entre 35 y 40 °C [Ref. 29]. Por esta razón la temperatura del molde debe estar en este intervalo, concretamente a los 35 °C ya que es un valor usado varias veces en la literatura.
Elección de la velocidad de inyección
Primero que todo se debe delimitar la ventana de operación siguiendo los factores mencionados en el capitulo 2.4.3.3. Estos son:
‐ La fuerza máxima de cierre del molde encontrada en las simulaciones fue de 2,5 toneladas, por lo cual no se supera el 80% de la capacidad de la máquina que es de 12 toneladas máximo.
‐ La máxima presión de inyección encontrada en las simulaciones es de 19,57 MPa, muy inferior a los 133 MPa depresión de inyección que puede producir la máquina.
‐ Las tasas de corte a diferentes velocidades se grafican a continuación:
Figura 84: Tasas de corte a varias tasas de flujo.
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En esta figura se evidencia que a tasas de flujo por encima de 17 cm3/s aproximadamente se superan la tasa cortante máxima para este feedstock que es de 105 s‐1. Por lo cual la velocidad escogida para implementar el proceso debe estar por debajo de este valor.
La temperatura del frente de flujo presenta el siguiente comportamiento:
Figura 85: temperaturas de frente de flujo
A 20 cm3/s la temperatura a la entrada de la compuerta es de 150,4 °C y la temperatura en la parte más lejana de la compuerta es de 150,7 °C, lo que quiere decir que la velocidad de 20 cm3/s se sale del rango óptimo. Por otra parte a 10 cm3/s se evidencia que la temperatura a la entrada de la cavidad es de 149,8 °C y en la parte de la cavidad más lejana a la compuerta es de 149,0 °C por lo cual esta velocidad si entra en el intervalo óptimo en el cual la caída de temperatura entre la entrada de la compuerta y la parte más lejana de la cavidad a esta no puede variar más de 20 °C.
Por estas razones se determina que la máxima velocidad de inyección permitida para llevar a cabo el llenado de la cavidad es de 16 cm3/s. Para esta geometría del molde y con este feedstock el rango de velocidades que generan buenas propiedades está entre la velocidad de inyección óptima, 4 cm3/s, y 16 cm3/s que representa la velocidad a la cual se encuentra la máxima tasa de corte.
Etapa de sostenimiento
La etapa de sostenimiento se debe prolongar lo suficiente para que el material que está en la compuerta de la cavidad se pueda solidificar con el fin de que no haya retornos de flujo de la cavidad. En la práctica la determinación de este tiempo se hace determinando el punto donde no cambia la relación entre el tiempo de aplicación de la presión de sostenimiento y el peso de la muestra inyectada u observando el tiempo que se demora en solidificarse el material en la compuerta de la cavidad por medio de un software de simulación.
La intensidad de la presión de sostenimiento también es una variable muy importante y se debe elegir de tal forma que esta presión sea capaz de eliminar las marcas de encogimiento y que logre mantener la pieza con los menores niveles de distorsión. Ya que no se encontró una
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caracterización en cuanto a coeficiente de expansión térmica e información PVT de feedstocks similares al que se diseñó, no es posible obtener resultados confiables del simulador en cuanto a la magnitud de la presión de sostenimiento. Sin embargo la literatura recomienda que esta presión deba estar entre un 35% y un 65% de la presión máxima de inyección. De esta forma la presión de empaquetamiento que se va a elegir es de 5 MPa, que corresponde al 60% de la máxima presión de inyección durante el llenado.
Figura 86: Material solidificado a 1,7 s de iniciado el ciclo. Es evidente que todavía no se ha solidificado en material en la compuerta en este tiempo.
Figura 87: Material solidificado a 2,87 s de iniciado el ciclo de inyección. La zona azul es la cantidad de material que ya se ha solidificado antes de un tiempo de 2,85 s.
Con el fin de determinar el tiempo de duración de la fase de sostenimiento se corrió una simulación con los parámetros de tasa de flujo y temperatura óptima en el método de solución de llenado y empaquetamiento, en el cual se observó cual es el tiempo que se demora en solidificarse el material en la compuerta de la cavidad. Como se puede observar solo se toman 2,85 s para que se solidifique el material en esta parte. Este tiempo es muy corto si se compara con la tabla 41, posiblemente se deba a que la compuerta de la cavidad es muy pequeña para ser utilizada en el MPI.
Etapa de enfriamiento y etapa de expulsión
La pieza se debe dejar enfriar lo suficiente para que adquiera propiedades mecánicas capaces de retener la forma de la pieza. En este caso la temperatura a la cual debe ser extraída la pieza debe estar por debajo de la temperatura de transición (60 °C). Según el simulador esta temperatura promedio en la pieza se alcanza a los 18,49 s de iniciado el ciclo.
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Figura 886: Corte transversal en el cilindro para observar el desarrollo de las temperaturas al interior de la pieza.
Este tiempo de enfriamiento concuerda con los tiempos usuales de enfriamiento (18 a 60 s.) usados en el MPI [Ref. 1].
El último paso que se debe realizar en un ciclo de inyección es la expulsión de la pieza. Generalmente se debe expulsar la pieza por encima de la temperatura del molde cuándo se presenta una presión en la cavidad baja, en la literatura se dice que la expulsión de la pieza se debe hacer por debajo de la última temperatura de cristalización para evitar adherencia al molde (Ref. 29]. Como ya se dijo antes en feedstocks que tienen como componentes cera parafina esta temperatura está entre 35 y 40 °C, por esta razón la expulsión de la pieza se hará cuando esta alcance una temperatura promedio de 35 °C. Generalmente eso puede ocurrir en un tiempo entre 18 y 45 s de enfriamiento [Ref. 1].
4.5 Implementación de la presión en la inyectora
Debido a las pérdidas de presión en la boquilla y el sistema hidráulico la presión de inyección generada por la velocidad óptima seleccionada no puede ser implementada en la máquina directamente. Es necesario calcular estas pérdidas con el fin de determinar cuál es la presión necesaria para implementar el proceso en la máquina.
Figura 89: Caída de presión en la boquilla con: temperatura de inyección 150 °C, temperatura del molde 20 °C, velocidad de inyección 4 cm3/s.
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Figura 90: Caída de presión en la cavidad a: temperatura de inyección 150 °C, temperatura del molde 20 °C, velocidad de inyección 4 cm3/s.
Teniendo en cuenta las pérdidas hidráulicas, la presión mínima que se debe tarar en la máquina para poder implementar el proceso es igual a:
Ecuaciones 20: Caídas de presión totales.
4.6 Resultados finales de los parámetros óptimos.
En la siguiente tabla se resumen los resultados de los parámetros óptimos obtenidos durante el desarrollo de este proyecto:
Parámetros de inyección Valor
Masa (g) 7
temperatura de la boquilla (°C) 150
temperatura del molde (°C) 35
rotación del tornillo (RPM) 100
presión de inyección (MPa) 8,36
tiempo de llenado (s) 0,36
Tiempo de sostenimiento (s) 2.5 Presión de sostenimiento (MPa) 4
Tiempo de enfriamiento 14,17
ciclo de total (s) 24,36 Tabla 40: Resumen de los parámetros escogidos.
En la tabla 41 se muestran los parámetros usuales que se utilizan en el proceso de moldeo para inyectar polvos metálicos.
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Tabla 41 [Ref. 1]: Parámetros usuales en el MPI.
En la tabla 40 se resaltan los valores del tiempo de sostenimiento y el tiempo de enfriamiento ya que estos valores están muy cerca del límite de los que se usan cotidianamente en el MPI, es decir los que se enuncian en la tabla 41. La razón por la cual el tiempo de sostenimiento es muy corto se debe posiblemente al tamaño de la compuerta, ya que esta por ser muy pequeña se solidifica en intervalos muy pequeños que no permiten tener una duración de la etapa de sostenimiento óptima. Por otra parte el tiempo de enfriamiento se sale de los parámetros sugeridos por el MPI, esto se debe principalmente a la baja temperatura del molde lo que demuestra que este debe ser calentado para poder implementar el proceso en condiciones óptimas. El resto de los parámetros concuerdan con los recomendados en la tabla 41 [Ref. 1], con lo cual se puede inferir que los parámetros seleccionados son correctos y generaran piezas de buena calidad.
4.7 Evaluación del molde
La compuerta de la cavidad es muy pequeña por las siguientes razones:
‐ Esta limitando la ventana de operación por las altas tasas de corte que se presentan durante el llenado de la cavidad.
‐ El tiempo de sostenimiento es muy corto ya que la compuerta de la cavidad se está solidificando muy rápido lo que está impidiendo un correcto empaquetamiento de la pieza.
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5 CAPITULO 5: Conclusiones y recomendaciones
‐ El modelo propuesto por medio del análisis hidráulico de la inyectora concuerda con el comportamiento experimental de la inyectora con lo cual se recomienda que para comprar una inyectora es necesario el estudio y el análisis del plano hidráulico o la explicación del mismo.
‐ Esta máquina no está en capacidad de llevar a cabo un proceso de moldeo de polvos por inyección con una calidad buena y comprobable a causa de la falta de un sistema de control de lazo cerrado que elimine la variabilidad.
‐ La falta elementos de regulación como la válvula de flujo para determinar la velocidad de inyección y la válvula reguladora de segunda presión de inyección no permiten crear el perfil de presión en la cavidad necesario para inyectar piezas con buenas propiedades con lo cual se pierde el control de la calidad.
‐ Se logró comprobar que el alcance de los programas de simulación de procesos de inyección son eficaces para determinar los parámetros óptimos de: velocidad de inyección, temperatura de inyección, tiempo de sostenimiento y tiempo de enfriamiento. Además es una herramienta excelente para observar las tasas cortantes durante el llenado de la cavidad con lo cual se delimita con mayor precisión la ventana de operación y se pueden evitar posibles problemas de separación de polvo y ligante con una consecuente segregación.
‐ El simulador es una herramienta poderosa para diseñar moldes, ya que permite identificar los patrones de flujo y las tasas cortantes que se desarrollan durante el llenado del molde.
Recomendaciones
‐ Se debe instalar una válvula de regulación de caudal con compensación presión para poder regular la velocidad de inyección con bastante precisión.
‐ Se debe instalar el grupo de trabajo número 4 de la inyectora, grupo de segunda presión de inyección, para generar el perfil de presiones en la cavidad que permita fabricar piezas de polvos con una mejor calidad.
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6 Referencias
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Tablas
Tabla 1 [Ref. 1]: Propiedades ideales de los polvos utilizados en el MPI ...................................... 20 Tabla 2 [Ref. 1]: Métodos de producción de los polvos utilizados en metalurgia de polvos en general. .................................................................................................................................. 22 Tabla 3 [Ref. 1]: Características ideales de un sistema ligante en el MPI...................................... 23 Tabla 4 [Ref. 1]: Esta tabla muestra los porcentajes residuales de algunos polímeros al degradarse térmicamente en una atmosfera de hidrógeno. ........................................................................ 25 Tabla 5 [Ref. 29]: diferencias entre los polímeros tradicionales y el feedstock. En este caso el feedstock es de acero inoxidable.............................................................................................. 28 Tabla 6 [Ref. 13]: Defectos y fenómenos producidos por la regulación o control de los factores de control.................................................................................................................................... 41 Tabla 7 [Ref. 13]: Válvulas reguladoras de flujo ......................................................................... 55 Tabla 8 [Ref. 13]: Válvulas de alivio, reductoras de presión y reductoras de presión con reserva de flujo........................................................................................................................................ 56 Tabla 9: Electroválvulas de la inyectora, su función y el grupo de trabajo al cual pertenecen. ...... 67 Tabla 10: Parámetros de control y niveles de parámetros.......................................................... 78 Tabla 11: tabla de experimentos .............................................................................................. 78 Tabla 12: Componentes del sistema ligante .............................................................................. 81 Tabla 13: Densidades de los polímeros que se van a utilizar en el feedstock................................ 83 Tabla 14: Cantidades de sistema ligante a usar en la mezcla....................................................... 83 Tabla 15: Carga sólida y volumen del mezclador durante el proceso de mezcla ........................... 84 Tabla 16: concentraciones para realizar la pre mezcla de los ligantes ......................................... 85 Tabla 17 [Ref. 19]: Estos son los valores de los coeficientes de la ecuación 15 para la caracterización escogida.......................................................................................................... 86 Tabla 18: conductividad térmica del sistema ligante.................................................................. 88 Tabla 19: Variables necesarias para resolver la ecuación 13. ...................................................... 88 Tabla 20 [Ref. 29]: Propiedades mecánicas. .............................................................................. 88 Tabla 23: tabla de experimentos .............................................................................................. 93 Tabla 24: Resultados de los experimentos................................................................................. 93 Tabla 25: Promedio de tasa de flujo para cada nivel. ................................................................. 93 Tabla 26 [ref. 7]: Propiedades generadas con el sistema ligante mensionado anteriormente. ...... 96 Tabla 27 [Ref. 7]: Propieades de los polvos usados en este paper. ............................................. 96 Tabla 28: Componentes del sistema ligante .............................................................................. 97 Tabla 21: Las propiedades que están resaltadas son las que se deben introducir obligatoriamente para obtener buenos resultados. Las propiedades que no están resaltadas simplemente no tienen ningún efecto sobre los métodos de solución del programa o son despreciables en la función de llenado. .................................................................................................................................. 99 Tabla 22: Parámetros de inyección ........................................................................................... 99 Tabla 29: Resultados de las simulaciones a 120 ° C variando la velocidad de llenado. .................101 Tabla 30: tiempos óptimos y máximos de llenado.....................................................................102
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Tabla 31: Presión de inyección a 130 °C. ..................................................................................102 Tabla 32: tiempos óptimos y máximos de llenado.....................................................................103 Tabla 33: Presión de inyección a 130 °C. ..................................................................................103 Tabla 34: Presión de inyección a 165 °C. ..................................................................................104 Tabla 35: tiempos óptimos y máximos de llenado.....................................................................105 Tabla 36: Presión de inyección a 180 °C. ..................................................................................105 Tabla 37: tiempos óptimos y máximos de llenado ....................................................................106 Tabla 38: información de la figura 103.....................................................................................107 Tabla 39: Presiones de inyección de varias velocidades de inyección a diferentes temperaturas .109 Tabla 40: Resumen de los parámetros escogidos......................................................................114 Tabla 41 [Ref. 1]: Parámetros usuales en el MPI. ......................................................................115
Figuras Figura 1 [Ref. 1]: Proceso de moldeo de polvos por inyección MPI.............................................. 10 Figura 2 [Ref. 8]: Posibles situaciones en la mezcla del polvo y el ligante. a) Con exceso de polvo, b) Carga sólida crítica y c) Con exceso de ligante. .......................................................................... 11 Figura 3 [Ref. 1]: Tipos de mezcladores..................................................................................... 15 Figura 4 [Ref. 26]: estos son los resultados de una reacción endotérmica para varios polímeros usados normalmente en el MPI................................................................................................ 17 Figura 5 [Ref. 26]: pruebas DSC para varias mezclas de PP y PW desde 100% hasta 0% de PP....... 18 Figura 6 [Ref. 1]: Bosquejo de los aparatos para granular (izquierda) o pelletizar (derecha). ........ 18 Figura 7 [Ref. 1]: Distribución de tamaño del polvo ................................................................... 20 Figura 8 [Ref. 1]: Ángulo de reposo........................................................................................... 21 Figura 9 [Ref. 6]: Ciclo del moldeo por inyección ....................................................................... 25 Figura 10 [Ref. 1.]: En esta figura se muestra el desarrollo del ciclo de inyección con respecto al movimiento y posición del grupo de inyección el molde. ........................................................... 27 Figura 11 [Ref. 1]: Partes de una cavidad de un molde............................................................... 28 Figura 12 [Ref. 13]: Caídas de presión durante la inyección a lo largo de toda la máquina. Tc es el tiempo del ciclo, ti es el tiempo de la inyección, thold es el tiempo de la presión de sostenimiento y Ps es la multiplicación de la presión hidráulica antes de transmitirla al pistón............................. 28 Figura 13 [Ref. 13]: Presión hidráulica y en la cavidad durante la fase de llenado ........................ 30 Figura 14 [Ref. 13]: Presión en la cavidad.................................................................................. 31 Figura 15 [Ref. 6]: Solidificación de la capa en las paredes de la cavidad del molde ..................... 32 Figura 16 [Ref. 6]: gráfica del desarrollo de la presión máxima de inyección a diferentes tasas de llenado con una misma temperatura de inyección. (Tc y τc) temperatura y esfuerzo cortante en la compuerta de la cavidad, (Tf y τf) temperatura y esfuerzo cortante en la parte más lejana de la compuerta del molde. ............................................................................................................. 32 Figura 17 [Ref. 21]: Esta gráfica muestra el tiempo de llenado óptimo y máximo de la inyección de un feedstock a 170°C............................................................................................................... 34
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Figura 18 [Ref. 21]: En esta gráfica se observan: La curva de los tiempos óptimos de llenado (línea azul) VS temperatura, los tiempos máximos de llenado (línea roja) VS temperatura y además se muestran las correspondientes presiones para estas curvas....................................................... 35 Figura 19 [Ref. 21]: Posible ventana de operación obtenida por medio de simulaciones. ............. 36 Figura 20 [Ref. 1]: Recomendación para tener una pieza moldeada sin defectos. ........................ 37 Figura 21 [Ref. 1]: Temperaturas recomendadas para obtener piezas de buena calidad............... 37 Figura 22 [Ref. 13]: dependencia de la masa total inyectada en la cavidad con respecto al tiempo de duración de la presión de sostenimiento.............................................................................. 39 Figura 23 [Ref. 6]: Resistencia a la tracción VS temperatura. ...................................................... 40 Figura 24 [Ref. 1]: Área segura para realizar la apertura del molde. ............................................ 40 Figura 25 [Ref. 13]: Parámetros que controlan la calidad de la pieza en cada una de las etapas del proceso. ....................................................................................................................... .......... 41 Figura 26 [Ref. 22]: Presión en las boquillas de las máquinas de moldeo por inyección de pistón y de tornillo recíproco................................................................................................................ 43 Figura 27 [Ref. 13]: Perfil en la cavidad con 2 presiones de inyección.......................................... 44 Figura 28 [Ref. 13]: Consumo de potencia dependiendo de la aplicación .................................... 45 Figura 29 [Ref. 13]: Diagrama de una bomba de desplazamiento variable con válvula de alivio. ... 46 Figura 30 [Ref. 13]: Esta es la bomba de desplazamiento fijo con válvula de alivio y válvula reguladora de presión.............................................................................................................. 47 Figura 31 [Ref. 13]: Acumulador de presión para suplir las altas presiones generadas en la inyección. ............................................................................................................................... 47 Figura 32 [Ref. 22]: Válvula de control de cambio de flujo de 3 posiciones con cuatro vías........... 48 Figura 33 [Ref. 22]: nomenclatura de las válvulas de tres posiciones con 3 vías de flujo. .............. 49 Figura 34 [Ref. 32]: forma de trabajo de las electroválvulas. ...................................................... 50 Figura 35 [Ref. 22]: válvula de 3 posiciones con cuatro vías accionada por 2 electroválvulas pilotadas................................................................................................................................. 51 Figura 36 [Ref. 22]: nomenclatura de las válvulas de tres posiciones con 3 vías de flujo............... 51 Figura 37 [Ref. 22]: Posición 1 (figura 52) o neutra de la válvula de 3 posiciones con 3 canales..... 52 Figura 38 [Ref. 22]: Válvula de 3 posiciones centrada por resortes ............................................. 52 Figura 39 [Ref. 34]: Válvula de 3 posiciones con electroválvula a ambos lados y centrada por resortes. ................................................................................................................................. 52 Figura 40 [Ref. 13]: electroválvulas........................................................................................... 52 Figura 41 [Ref. 22]: Válvula de 2 vías......................................................................................... 53 Figura 42 [Ref. 13]: válvulas de cheque, la de abajo es piloto operada. ....................................... 53 Figura 43 [Ref. 22]: Válvula reguladora de flujo con compensación de presión............................ 54 Figura 44 [Ref. 22]: Válvula reductora de presión con una salida estable de presión. ................... 56 Figura 45 [Ref. 33]: Válvula limitadora de presión...................................................................... 57 Figura 46 [Ref. 13]: boquilla de aguja (izquierda) y boquilla de orificio abierto (derecha) ............. 60 Figura 47: sistema de refrigeración, la bomba se enciende y apaga con un interruptor................ 62 Figura 48 [Ref. 34]: Plano hidráulico de la inyectora, ................................................................. 64 Figura 49: elementos del grupo de trabajo estándar. Válvulas de regulación y bomba hidráulica . 68 Figura 50: electroválvulas del grupo estándar o grupo 1. ........................................................... 69
123
Figura 51 [Ref. 34]: válvulas de regulación y electroválvulas del grupo estándar.......................... 70 Figura 52: electroválvulas y válvulas de regulación del grupo de fuerza de cierre regulada, grupo 5............................................................................................................................................... 71 Figura 53: elementos del grupo 5, fuerza de cierre regulada ...................................................... 71 Figura 54 [Ref. 34]: Elementos del grupo 7 o grupo de expulsores hidráulicos............................. 72 Figura 55 [Ref. 34]: Elementos físicos del grupo 7 o grupo de expulsores hidráulicos................... 73 Figura 56 [Ref. 34]: Elementos del grupo 10 o grupo de paro del movimiento de cierre de del molde..................................................................................................................................... 73 Figura 57 [Ref. 34]: A pesar de que en el plano hidráulico hay más elementos nombrados el único elemento visible en la máquina es la electroválvula S6. ............................................................. 73 Figura 58: Plano actualizado de la máquina............................................................................... 74 Figura 59: Presiones en las líneas hidráulicas durante la fase de inyección. ................................. 75 Figura 60 [Ref. 22]: Perfil de presión en la boquilla y el molde. La zona roja es la fase de llenado, y la fase verde es la fase sostenimiento....................................................................................... 76 Figura 61: En esta figura se muestran el comportamiento de las presiones durante la aplicación de la contrapresión. ..................................................................................................................... 77 Figura 62 [Ref. 40]: Propiedades del polvo seleccionado e imagen de microscopía electrónica de barrido. .................................................................................................................................. 80 Figura 63 [Ref. 26]: DSC de varias mezclas de PP y PW a 100/0%, 70/30%, 50/50%, 30/70%, 0/100%................................................................................................................................... 82 Figura 64 [Ref. 25]: Grafica de torque de un mezclador tipo sigma. ............................................ 82 Figura 65 [Ref. 20]: Caracterización reológica............................................................................ 86 Figura 66 [Ref. 37]: curva reológica de un feedstock con sistema ligante de PW/PP/EA con un polvo de carburo de tungsteno. ............................................................................................... 86 Figura 67 [Ref. 19]: calor específico del feedstock mencionado anteriormente. .......................... 87 Figura 71: Plano hidráulico de la inyectora actualizado.............................................................. 92 Figura 72: Gráfica de los resultados del experimento................................................................. 93 Figura 68: modelo CAD enmallado en MoldFlow. ...................................................................... 98 Figura 69 [Ref. 28]: Análisis termo gravimétrico de un sistema ligante compuesto de 50 % de HDPE, 46% de PW y 4% de EA. ........................................................................................................... 99 Figura 70: Caída de presión a lo largo de la cavidad durante el llenado. La presión de inyección máxima es la suma de todas estas caídas y se presenta como la presión máxima de inyección....100 Figura 73: tiempos de llenado a 120 °C ....................................................................................101 Figura 74: Ampliación del intervalo de presión óptima..............................................................101 Figura 75: tiempos de llenado a 135 °C ....................................................................................102 Figura 76: Ampliación de la gráfica de tiempos de llenado a 135 °C ...........................................103 Figura 77: tiempos de llenado a 150 °C ....................................................................................104 Figura 78: tiempos óptimos y máximos de llenado. ..................................................................104 Figura 79: tiempos de llenado a 165 °C ....................................................................................105 Figura 80: tiempos de llenado a 180 °C ....................................................................................106 Figura 81: tiempos mínimos y máximos dependiendo de la temperatura...................................107 Figura 82: tiempos mínimos y máximos dependiendo de la temperatura...................................108
124
Figura 83: Ventana de operación.............................................................................................109 Figura 84: Tasas de corte a varias tasas de flujo........................................................................110 Figura 85: temperaturas de frente de flujo...............................................................................111 Figura 86: Material solidificado a 1,7 s de iniciado el ciclo. Es evidente que todavía no se ha solidificado en material en la compuerta en este tiempo. .........................................................112 Figura 87: Material solidificado a 2,87 s de iniciado el ciclo de inyección. La zona azul es la cantidad de material que ya se ha solidificado antes de un tiempo de 2,85 s. ..........................................112 Figura 886: Corte transversal en el cilindro para observar el desarrollo de las temperaturas al interior de la pieza..................................................................................................................113 Figura 89: Caída de presión en la boquilla con: temperatura de inyección 150 °C, temperatura del molde 20 °C, velocidad de inyección 4 cm3/s............................................................................113 Figura 90: Caída de presión en la cavidad a: temperatura de inyección 150 °C, temperatura del molde 20 °C, velocidad de inyección 4 cm3/s............................................................................114
125
7 Anexos
Índice de anexos
Anexo 1: Lista de piezas del esquema hidráulico 121
Anexo 2: Variación de las piezas inyectadas en la inyectora 126
Anexo 3: Tabla de los resultados de las pruebas del experimento de Taguchi 129
Anexo 4: Tablas de propiedades enviadas a Camilo Cruz en Francia 130
Anexo 5: Figura de multiplicación de la presión hidráulica en el tornillo de inyección 133
Anexo 6: Resultados enviados desde Francia por Camilo Cruz 134
Anexo 7: Propiedades del sistema ligante seleccionado 138
Anexo 8: Tabla de feedstocks usuales en el MPI 139
Anexo 9: Tabla de los polvos usuales en el MPI 139 Anexo 10: válvula de control de dirección de 3 posiciones (física) 140 Anexo 11: Ecuaciones constitutivas del simulador 141 Anexo 12: Caracterización de plástico 142 Anexo 13: Reología 149 Anexo 14: Métodos para determinar carga sólida 155 Anexo 15: Reacción ácido esteárico con la superficie del polvo 156 Anexo 16: Expansión térmica del sistema ligante 157 Anexo 17: Problema de elección errónea de la carga sólida 158 Anexo 18: Condiciones para la elección de un sistema ligante 158
126
Anexo 1.
127
128
129
Anexo 2
La variación del funcionamiento de la inyectora se verifica en las siguientes figuras, ya que cada prueba fue realizada con los mismos parámetros.
Patrones de flujo
P inyección: 500 Psi
Tiempo de inyección: 0.15 s
T mezcla: 159 °C
Figura 2
P inyección: 500 Psi
Tiempo de inyección: 0.2 s
T mezcla: 175 °C
130
Figura 3
P inyección: 500 Psi
Tiempo de inyección: 0.25 s
T mezcla: 1900 °C
131
Figura 4
P inyección: 800 Psi
Tiempo de inyección: 0.15 s
T mezcla: 190 °C
Figura 5
132
Anexo 3
La tabla 42 muestra los ensayos realizados por cada prueba del experimento de taguchi propuesto para verificar el funcionamiento de la inyectora, las casillas amarillas representan el promedio de estos ensayos y son el resultado de cada prueba.
Prueba 1 Prueba 2 Prueba 3 Prueba 4 Prueba 5 Prueba 6 Prueba 7 Prueba 8 Prueba 9 1,07 0,92 2,32 3,45 1,73 2,85 3,52 3,73 3,54 1,04 1,58 2,28 3,54 1,87 2,43 3,5 3,73 3,43 1,07 1,37 2,52 3,46 1,98 3,5 3,52 4,01 3,54 0,85 1,08 2,31 3,49 1,7 3,39 2,86 3,76 3,53 1,05 1,17 2,45 3,45 1,81 3,39 3,54 3,75 3,02 0,8 0,98 2,38 3,46 1,61 3,51 3,59 3,7 3,53 0,98 1,34 3,45 1,78 2,96 3,42 3,78 3,5
1,34 3,47 3,15 3,44
1,34 1,04
1,01 1,20
Tabla 1: Ensayos realizados por cada prueba del experimento de taguchi de la tabla 11. Las unidades son gramos.
133
Anexo 4
Este anexo muestra la información enviada a Camilo Cruz en Francia para realizar las simulaciones.
conductividad térmica W/m‐C
40 1,42 50 1,42 60 1,42 70 1,42 80 1,42 90 1,42 100 1,42 110 1,42 120 1,42 130 1,42 140 1,42 150 1,42 160 1,42 170 1,42 180 1,42 190 1,42 200 1,42
Tabla 2: Conductividad térmica
calor especifico J/Kg‐C
45 700 50 700 55 700 60 1250 65 700 70 700 75 700 80 700 85 700 90 700 95 700
134
100 700 105 700 110 700 115 700 120 700 125 700 130 700 135 700 140 700 145 700 150 700 155 700 160 700 180 700
Tabla 3: Calor específico
modelo de viscosidad ‐ coeficientes de segundo orden A 13,8 B ‐0,47 C ‐0,0579 D ‐0,0083 E 0,000319 F 5,84E‐05 tasa cortante min 12 tasa cortante max 1,00E+06 Temperatura de transición 60°C Tabla 45: coeficientes del modelo de viscosidad y temperatura de transición
Propiedades mecánicas modulo elastico (1ra) 820 Mpa modulo elastico (2da) 820 Mpa Poisson ratio (v12) 0,4 Poisson ratio (v12) 0,4 coeficiente de expansion térmica Alpha 2 8,40E‐02 1/°C coeficiente de expansion térmica Alpha 2 8,40E‐02 1/°C Tabla 4: Propiedades mecánicas
135
Anexo 5
La figura 93 muestra la curva que determina la amplificación de la presión hidráulica en la punta del tornillo de inyección. En este caso se debe utilizar la curva con Ф24 mm la ya que es el diámetros del tornillo de eyección de la máquina que se tiene en el laboratorio.
Figura 6: Presión de inyección (punta del tornillo) dependiente de la presión hidráulica.
136
Anexo 6
Las siguientes tablas muestran los resultados obtenidos por Camilo Cruz en Francia. Se tiene el tiempo de inyección total y la presión máxima de inyección. Estos valores fueron utilizados para generar la posible ventana de operación del feedstock de hierro diseñado.
Pressure at injection location:XY Plot Time[s] Pressure at injection location:XY Plot[MPa] 0.01 0.00623835 0.064 0.10787 0.109835 0.198025 0.170891 0.305726 0.232726 0.700045 0.295463 1.06476 0.358506 1.29381 0.421463 1.62332 0.485461 1.99064 0.549986 2.39566 0.614475 2.80774 0.679942 3.31939 0.745842 3.93151 0.790671 8.22895 0.854936 9.45708 0.920033 10.3073 0.986556 11.0384 1.05245 11.6565 1.11796 12.0911 1.18315 12.6873 1.24891 13.3856 1.31501 14.2061 1.38078 15.0882 1.4468 16.3536 1.51274 17.2747 1.57861 17.927 1.65465 180 Pressure at injection location:XY Plot Time[s] Pressure at injection location:XY Plot[MPa] 0.00753873 0.012473 0.0482334 0.195576 0.0783883 0.293409 0.108821 0.400145 0.139527 0.928973 0.170578 1.14525 0.201418 1.32976 0.232203 1.60444 0.263263 1.87275 0.294423 2.14489 0.325725 2.44382 0.357315 2.80647 0.389016 3.23679 0.40661 6.4258 0.438045 7.0944 0.469162 7.49538 0.500785 7.75591 0.532376 8.15842 0.564084 8.42878 0.595466 8.75624 0.627115 9.2427 0.658773 9.60582
137
0.690471 10.1579 0.722246 10.544 0.754148 10.9644 0.786308 11.4437 0.820192 180 Pressure at injection location:XY Plot Time[s] Pressure at injection location:XY Plot[MPa] 0.00502582 0.0187093 0.0321562 0.237071 0.0522253 0.344702 0.0725081 0.458383 0.0928757 1.01845 0.113464 1.22481 0.133973 1.40788 0.154423 1.65674 0.174896 1.89763 0.195416 2.14884 0.216044 2.43958 0.236663 2.6975 0.257516 3.10849 0.268067 5.99232 0.28865 6.67217 0.309102 6.9359 0.329962 7.17357 0.350766 7.41697 0.371691 7.64218 0.392411 7.86839 0.413265 8.11997 0.434065 8.38094 0.454792 8.64312 0.475542 8.90947 0.496527 9.19186 0.517419 9.5519 0.539809 176.947 Pressure at injection location:XY Plot Time[s] Pressure at injection location:XY Plot[MPa] 0.00430785 0.0218266 0.0275635 0.255297 0.0447641 0.365322 0.0621186 0.480174 0.0795801 1.06032 0.0971745 1.26975 0.114738 1.4436 0.13228 1.70713 0.149797 1.95087 0.167331 2.18365 0.18511 2.45218 0.202539 2.72395 0.220225 3.09052 0.23082 6.04688 0.247032 6.59094 0.264521 6.84519 0.282258 7.05883 0.30003 7.27408 0.317826 7.47583 0.335588 7.68758 0.353387 7.91052 0.371175 8.12766 0.388872 8.33401 0.406685 8.54265 0.424473 8.77186
138
0.442327 9.0781 0.461081 171.357 Pressure at injection location:XY Plot Time[s] Pressure at injection location:XY Plot[MPa] 0.00376937 0.0249434 0.0241192 0.272373 0.039176 0.388798 0.0543675 0.507341 0.0696151 1.1019 0.0849634 1.31492 0.100307 1.48458 0.115683 1.75234 0.130984 1.98792 0.146322 2.22354 0.161693 2.48608 0.177031 2.75598 0.192442 3.09686 0.201204 6.0014 0.216 6.5674 0.23125 6.80737 0.246706 7.02177 0.262211 7.19848 0.277672 7.38161 0.293158 7.54741 0.308681 7.74704 0.324173 7.93753 0.339639 8.13273 0.355188 8.34159 0.370726 8.5614 0.386264 8.82996 0.402336 166.755 Pressure at injection location:XY Plot Time[s] Pressure at injection location:XY Plot[MPa] 0.00215392 0.043632 0.0137851 0.359264 0.022404 0.488706 0.0310537 0.6385 0.0397265 1.34311 0.0484806 1.55805 0.0571583 1.74269 0.0658938 2.02907 0.0746889 2.28329 0.083403 2.52629 0.0921469 2.76917 0.100969 3.05539 0.109624 3.3968 0.113857 6.3592 0.122496 6.99886 0.131052 7.21977 0.13983 7.40471 0.1485 7.56104 0.157228 7.68905 0.16596 7.80738 0.174691 7.91345 0.183461 8.02055 0.192151 8.12115 0.200887 8.22074 0.209691 8.33878 0.218402 8.49348 0.227814 152.896 Pressure at injection location:XY Plot
139
Time[s] Pressure at injection location:XY Plot[MPa] 0.00150775 0.0623003 0.00964958 0.430558 0.015683 0.579266 0.0217383 0.748415 0.0277967 1.53874 0.0339165 1.76675 0.0399547 1.94822 0.0460442 2.28221 0.0521925 2.55616 0.0582601 2.79584 0.0643999 3.07691 0.0705903 3.36238 0.0766185 3.71925 0.0787911 6.85957 0.0847038 7.50127 0.0906215 7.71587 0.096711 7.90262 0.102759 8.05673 0.108855 8.1795 0.114926 8.28713 0.120984 8.37946 0.127086 8.47014 0.133144 8.55898 0.139265 8.64654 0.145299 8.73837 0.151036 8.84976 0.158755 140.293 Pressure at injection location:XY Plot Time[s] Pressure at injection location:XY Plot[MPa] 0.000753873 0.12438 0.00482479 0.608756 0.00784117 0.801579 0.0108627 0.999372 0.0139229 2.00721 0.0169438 2.31731 0.0199532 2.51761 0.0230112 2.89553 0.026008 3.23485 0.0290403 3.53074 0.0321318 3.90139 0.0351424 4.18588 0.0381618 4.61353 0.0393292 8.42995 0.0422148 9.12157 0.0451618 9.30962 0.0482 9.48489 0.0512392 9.64099 0.0542739 9.76693 0.0573086 9.87882 0.0603233 9.97485 0.0633722 10.0674 0.0663786 10.1545 0.0694201 10.2328 0.0724228 10.3163 0.0754426 10.4299 0.0791953 145.218
140
Anexo 7
Figura 7
141
Anexo 8
Figura 8 [Ref. 1]: Ejemplo de varios feedstocks en la literatura.
Anexo 9
Tabla 9 [Ref. 1]: Característica de polvos usados normalmente en el MPI
142
Estas son características de los polvos más usados en el MPI. En el caso de los polvos de hierro y níquel ambos fueron producidos por medio de la descomposición carbonilo y muestran tamaños medios de partícula entre 4 y 7.6 µm.
Figura 10 [Ref. 1]: distribución del tamaño de polvos más usados en MPI.
En esta figura se muestra la distribución de tamaño de varios polvos usados frecuentemente en el MPI. Es importante recordar que los polvos con tamaños muy pequeños o producidos por métodos químicos tienen que ser molidos para poder eliminar la aglomeración. También es importante evidenciar que lo polvos de acero inoxidable que son producidos por atomización con gas o con agua presentan los tamaños medios más amplios.
Anexo 10
Figura 11 [Ref. 22]: Válvula física de 3 posiciones con 4 vías.
Carrete o válvula
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Anexo 11 Ecuaciones constitutivas del simulador de la inyección de plásticos
1. Análisis del flujo:
El programa Moldflow está diseñado para simular el proceso de moldeo de materiales pseudoplásticos por medio de la solución de las ecuaciones de Navier‐Stokes para fluidos no newtonianos en el momento del llenado del molde. En este modelo se desprecia el efecto de la inercia del fluido, ya que el número de Reynolds es menor a 1, lo que quiere decir que son más influyentes las fricciones generadas por los esfuerzos cortantes al interior del fluido a causa de la alta viscosidad. Esta suposición es importante ya que permite disminuir la cantidad de recursos requeridos por el simulador sin deteriorar la calidad de los resultados obtenidos.
Ecuación 1 [Ref. 19]: Ecuaciones de continuidad y momento
Las anteriores son las ecuaciones de Navier‐Stokes con las suposiciones de flujo incompresible y no newtoniano para simplificar su solución [ref. 1]. Estas ecuaciones son solo utilizadas durante el proceso de llenado, en el cuál los cambios de densidad debido a la presión aplicada no repercuten demasiado en las propiedades finales de la pieza inyectada.
Por medio del tratamiento de Kennedy combinando la ecuación de momento y continuidad se obtiene:
Ecuación 2 [Ref. 19]: Ecuación de momento y continuidad.
Donde S es la conductancia de flujo que es una medida de que tanto es propenso a fluir el material y es igual a:
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Ecuación 3 [Ref. 19]: conductancia del fluido
donde h es la mitad del espesor total de la cavidad y η es la viscosidad.
De las 2 anteriores ecuaciones se puede concluir que el flujo depende de la viscosidad del material que a su vez depende de la tasa cortante y de la geometría del molde.
Hay que tener en cuenta que durante el proceso de moldeado hay una capa de polímero que se solidifica en la pared del molde por 2 razones: el efecto de no deslizamiento del fluido en las paredes del conducto y la alta tasa de transferencia de calor debido a la gran diferencia de temperaturas entre el molde y la masa inyectada. Esta capa solidificada hace más pequeños los conductos por los cuales fluye el material lo que aumenta la tasa cortante, y por ende promueve la orientación del fluido. Este fenómeno es modelado por la aproximación de Hele‐Shaw.
Figura 12 [Ref. 19]: corte transversal de una cavidad presentado el desarrollo de la capa de solidificación.
En esta gráfica se puede apreciar el frente de flujo y la película solidificada. Esta película no sufre efectos de encogimiento ya que el proceso de enfriamiento es muy rápido y el material no se alcanza a cristalizar.
Durante la solución de las ecuaciones de flujo la ecuación de energía también es tenida en cuenta para modelar la transferencia de calor entre el molde y la masa inyectada. Sin embargo se hace la suposición de que la temperatura de la superficie del molde es constante y solo se calcula el cambio de la temperatura en el frente de flujo.
Ecuación 4 [Ref. 19]: Ecuación de transferencia de energía.
La tasa cortante es igual a:
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Ecuación 5 [Ref. 19]: tasa cortante en la cavidad del molde.
En esta ecuación x, y, z son las coordenadas cartesianas y u, v, w son las componentes de la velocidad, η es la viscosidad, γ es la tasa cortante, k es la conductividad térmica y Cp el calor específico. Tanto las ecuaciones de Energía como las de momento son no lineales debido al cambio de la viscosidad con respecto a las variaciones de tasa cortante y temperatura.
Las ecuaciones 1, 2 y 3 son las ecuaciones que resuelve por métodos numéricos de diferencias finitas por el programa MoldFlow con el fin de determinar los patrones de llenado del molde.
Este programa también cuenta con la ventaja de resolver para presiones y velocidades al mismo tiempo, con lo cual muestra una alta mejoría ante otros programas que resuelven primero para velocidades y después para presiones. El hecho de resolver presiones y velocidades simultáneamente solo implica una utilización de recursos del sistema de un 15% a 30% más.
Laminación del fluido
Dado que el número de Reynolds es menor a 1, el fluido se comporta de forma laminar y se debe modelar de tal forma. Para ello MoldFlow está en la capacidad de dividir el ancho de la cavidad por donde fluye el material en varias películas, y cada película posee datos propios de temperatura, velocidad, tasa cortante y viscosidad. La cantidad de películas determina en gran medida la precisión de los resultados, pero también incrementa los requerimientos necesarios del sistema. La cantidad de películas se puede determinar manualmente pero se debe tener en cuenta que no se debe exceder la capacidad del computador en el que se trabaja.
Figura 13 [Ref. 19]: sección transversal de la cavidad. Se muestran las diferentes láminas de fluido.
Esta es la forma en la que se distribuyen las capas del fluido pseudoplástico al interior del molde. Cada capa tiene como condición de frontera las capas de los lados o la pared del molde, y las ecuaciones 14, 15, 16 y 17 se resuelven para cada capa por separado.
Para modelar la viscosidad de materiales termoplásticos el programa MoldFlow utilizan 3 modelos: Cross‐WLF, aproximación lineal de la curva de la viscosidad y una matriz que guarda los datos obtenidos en la caracterización reológica. El modelo matricial muestra ser muy completo al
146
momento de modelar la viscosidad ya que graba casi toda la información de la caracterización reológica.
La principal desventaja de este programa es la incapacidad de predecir efectos de segregación de polvos ya que no tiene ninguna herramienta para modelar un flujo bifásico. Desde este punto de vista no se hace ninguna evaluación del efecto de la tasa cortante en la separación del polvo y el ligante.
Fase de empaquetamiento
El proceso de empaquetamiento comienza después del llenado del molde. Durante este periodo se aplica una presión máxima (opcional) y luego se aplica la presión de sostenimiento para evitar posibles encogimientos y deformaciones de la pieza durante el enfriamiento debido a la contracción de este. Después del llenado hay zonas que no alcanzaron a llenarse completamente o que presentan una densidad menor a otras partes de la pieza, con lo cual se promueve el flujo de material entre estas zonas hasta que se alcanza un equilibrio. En esta fase del proceso se tiene especial cuidado en las compresiones del material debido a los cambios de presión y temperatura y por lo cual es de suma importancia la información PVT ya que es la que determina la cantidad de contracción de la pieza debido al cambio de temperatura y de presiones.
Figura 14 [Ref. 30]: Proceso de empaquetamiento
En esta figura se observa la orientación de las moléculas y el bajo nivel de empaquetamiento que tienen después del llenado, sin embargo con la aplicación de la presión de empaquetamiento este gradiente de densidad desaparece y con el también lo hace en cierto grado la orientación de las moléculas.
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Anexo 12 Este anexo muestra la información que se debe determinar para poder caracterizar completamente un material que se va a moldear por inyección. Información PVT
Los materiales poliméricos sufren cambios relativamente altos en su densidad con los cambios de presión y temperatura. Dado que en un proceso de inyección se presentan estos cambios es importante determinar la relación que tiene la densidad del polímero con respecto a los cambios de presión y temperatura. La información PVT tiene un efecto decisivo sobre la elección de los parámetros de la fase de sostenimiento, ya que es allí donde se generan las mayores contracciones y cambios de temperatura. El comportamiento de la información PVT no es igual para todos los polímeros, hay una diferencia entre los materiales amorfos, cristalinos y semi cristalinos en el comportamiento de las curvas PVT. Los plásticos amorfos tienen un comportamiento lineal con los cambios de temperatura, a diferencia de esto los materiales cristalinos presentan un comportamiento exponencial durante su fundición ya que la estructura cristalina tiende a desaparecer a altas temperatura.
Figura 16 [Ref. 6]: La grafica de arriba muestra el comportamiento de un material amorfo, y la segunda muestra las curvas PVT de un material cristalino. Es claro el comportamiento exponencial
de los materiales cristalinos antes de fundirse.
Este tipo de información se mide con el siguiente dispositivo.
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Figura 17: Instrumento para adquirir información PVT.
El anterior instrumento se compone de un pistón que comprime el material a diferentes presiones. Por dentro del pistón se introduce una termocupla para censar la temperatura, y con el fin de medir la densidad del material se instala un sensor de desplazamiento en el pistón para medir la posición del mismo. Para obtener la presión se instala un transductor de presión en la cavidad o en el pistón. Finalmente las relaciones de la información PVT se determinan por medio de los cambios que se generan en la densidad del material con los cambios de presión y de temperatura.
Análisis termo mecánico TMA
Con el análisis termo mecánico es posible determinar la expansión térmica como función de la temperatura. Esta propiedad se denomina módulo de expansión térmica y es importante en el sentido que permite observa los cambios en las dimensiones de la pieza moldeada a medida que cambia la temperatura. Sin embargo la información PVT es más relevante ya que relaciona los cambios de presión y temperatura con los cambios en el volumen especifico. El módulo de expansión térmica se utiliza con el fin de describir los cambios de tamaño de la pieza en una sola dimensión y a presiones atmosféricas. Por lo tanto estos valores son más importantes para la utilización práctica de la pieza que para el moldeo por inyección.
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Figura 18 [Ref. 6]: Dispositivo para realizar un análisis termo mecánico (TMA).
El TMA se basa en medir el desplazamiento de un pistón por medio de un transductor de movimiento a medida que se realizan cambios de temperatura.
Calorimetría diferencial de barrido DSC
Por medio de un DSC es posible determinar la temperatura de fusión y transición vítrea. En esta técnica se observa el flujo de calor a medida que se aumenta la temperatura a una tasa constante.
Figura 19 [Ref. 6]: Curva DSC de un polímero amorfo.
En la figura 19, la temperatura de transición vítrea se presenta a 75,8 °C y el punto de fusión se encuentra a 252 °C aproximadamente. En este caso la temperatura de transición vítrea determina el punto donde el material deja de comportarse de una forma dura y rígida y empieza a tener un comportamiento viscoso o gomoso. En la curva DSC hay un pico en 138.8 °C este punto se denomina punto de cristalización y se caracteriza porque hay una reacción endotérmica.
Por medio de un DSC también es posible determinar el calor específico de un material en función de la temperatura.
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Análisis termo gravimétrico TGA
El TGA permite identificar los puntos de degradación térmica de una mezcla de sustancias. También es posible determinar el contenido de agua de una muestra.
Densidad
La densidad se puede determinar por el método de inmersión o por método de densidad picnométrica. Se debe seguir el procedimiento de la norma ASTM D‐0792.
Análisis dinámico mecánico DMA
Esta prueba permite determinar el módulo de Young y el factor de perdida como función de la temperatura.
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Anexo 13 La viscosidad es una medida de la resistencia de los fluidos a fluir. Cualitativamente se puede identificar que un fluido es más o menos viscoso que otro por medio del siguiente ejemplo: Si se trata de deslizar la mano en el agua, esta genera una resistencia al movimiento, pero si en vez de deslizar la mano en el agua se intenta hacer lo mismo en un aceite la resistencia al movimiento será mayor. De esta forma se puede decir que el aceite es más viscoso que el agua, generalmente 50 a 300 veces mayor.
Los fluidos pueden ser clasificados de 5 formas dependiendo del comportamiento reológico que presentan cuando son sometidos a diferentes tasas de deformación, estos son: Plástico ideal de Bingham, Newtoniano, dilatante, pseudoplástico y plástico [Ref. 2].
Figura 20 [ref. 2]: Tipos de fluido
Todos los fluidos presentan un comportamiento viscoso y sufren el efecto de no deslizamiento en las paredes del recipiente por el que fluyen. Esto se debe a que el perfil de velocidades aumenta a medida que se separa de la pared, siendo estático en el borde de esta. De esta forma la clasificación de los fluidos se basa en la forma como se relaciona la tasa de deformación con el cambio del esfuerzo cortante. Los fluidos Newtonianos presentan un aumento del esfuerzo cortante proporcional a la tasa de deformación, con lo cual podemos decir que tienen una viscosidad constante a diferentes tasas de corte como se evidencia en la siguiente ecuación.
Tasa cortante (s‐1)
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Ecuación 6 [Ref. 2]: Modelo matemático de un fluido no Newtoniano. µ es la viscosidad
Por otra parte los fluidos dilatantes presentan un aumento del esfuerzo cortante cada vez mayor a medida que se aumenta la tasa cortante. Los fluidos pseudo‐plásticos presentan un comportamiento inverso a los diltantes, es decir, cada vez que se aumenta la tasa de cortante el esfuerzo cortante aumenta cada vez menos. En otras palabras podemos decir que la viscosidad de los fluidos dilatantes aumenta con la cantidad de deformación cortante que se aplica mientras que los fluidos pseudo‐plásticos disminuyen su viscosidad a medida que se aumenta la tasa de corte. Estos fluidos definen su comportamiento de acuerdo a la siguiente ecuación.[2]
Ecuación 7 [Ref. 2]: Modelo de un fluido pseudoplástico.
Ecuación 8 [Ref. 2]: Modelo de un fluido pseudoplástico.
La ecuación 7 es igual a la ecuación 8. Donde (n) es el índice de comportamiento del fluido, (τ) el esfuerzo cortante, es la tasa cortante y K es una constante que depende de cada fluido.
Si n es mayor a 1 su comportamiento es dilatante y si es menor a 1 el comportamiento del fluido es pseudoplástico. Si el material presenta un comportamiento bastante pseudoplástico se puede decir que se comporta plásticamente y se caracteriza por qué se debe aplicar un esfuerzo finito antes de que el material empiece a fluir, un ejemplo de estos es la fluencia en los aceros. De la misma forma el fluido de Bingham es una idealización del flujo plástico y no se presenta en la naturaleza de esa forma.
153
El feedstock en el MPI presenta una serie de propiedades que lo catalogan como un fluido pseudoplásticos a las temperaturas de moldeo, aunque a altas tasas de corte puede empezar a tomar comportamientos dilatantes. Este comportamiento se genera por que las cadenas poliméricas del ligante alcanzan el esfuerzo de ruptura (ruptura viscosa) y se rompen lo cual se debe evitar durante el desarrollo, el diseño y el procesamiento del ligante ya que esto genera la separación del polvo con el sistema ligante. Además el aumento de los niveles de viscosidad, dificultando el proceso de inyección.
Figura 21 [Ref. 1]: viscosidad de un fluido VS tasa de corte
En esta gráfica se puede ver como a tasas de corte superiores a 10 s‐1 el fluido deja de disminuir los niveles de viscosidad y aun peor empiezan a aumentar, con lo cual se promueve la presencia de un comportamiento dilatante. Sin embargo este comportamiento tiende a estabilizarse con la adición de elementos en el sistema ligante como los surfactante, polímeros de cadenas largas y la correcta formulación de los mismos. Las tasas a las cuales se realiza la inyección por lo general varían entre 102 y 105 s‐1 y se recomienda no sobre pasar este nivel para evitar el comportamiento dilatante. Un feedstock se debe diseñar con el objetivo de lograr el menor valor de (n) índice de fluidez ya que esto asegura que el feedstock no va a adquirir un comportamiento dilatante durante el moldeo. Un numero bajo del índice de fluidez también implica una alta dependencia de la viscosidad del feedstock a cambios de la tasa cortante durante el proceso de inyección, que es lo que se quiere en casi todos los casos [Ref. 1].
Además de una alta dependencia de la viscosidad con los cambios de tasa cortante también se busca que el feedstock tenga los menores valores de viscosidad posibles a las tasas cortantes que se presentan en el moldeo, esto con el objeto de hacer más fácil el proceso de inyección. Por estas razones la experimentación empírica ha logrado comprobar que un feedstock utilizado en MPI bien proporcionado presenta un comportamiento pseudoplástico. [Ref. 1,3]
Viscosidad Pa*s
Tasa cortante s‐1
64 vol. % hierro en cera
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Otro factor que debe ser evaluado al momento de establecer la composición de un feedstock es la dependencia de la viscosidad con respecto a los cambios de temperatura, ya que una mayor dependencia del feedstock con esta variable va a causar esfuerzos residuales, grietas, jetting, baja fluidez de la mezcla y una transmisión de presión inestable en el moldeo. Todos estos problemas generan encogimientos y deformaciones excesivas de la pieza en los procesos de remoción de ligantes y sinterizado [Ref. 1].
De acuerdo a lo anterior podemos concluir que un feedstock ideal es aquel que no cambia sus propiedades con los cambios de temperatura durante el proceso de inyección y además disminuye la viscosidad fuertemente con el aumento de las tasas cortantes. De antemano se sabe que esto no es posible y es allí donde se utilizan los estudios y análisis reológicos para optimizar la configuración de los ligantes y su interacción con los polvos.
Los estudios reológicos también permiten determinar de forma precisa la carga sólida crítica al evaluar los aumentos de viscosidad a medida que aumenta la carga sólida en el feedstock.
La variable más importante en un estudio reológico es la viscosidad η, la cual se determina de la siguiente forma [Ref. 31]:
Ecuación 9 [Ref. 3]: Modelo de un fluido pseudoplástico.
En términos generales la viscosidad del feedstock es una variable dependiente de la temperatura, la tasa cortante, la carga sólida y la viscosidad del sistema ligante ( ).
Ecuación 10 [Ref. 3]: Variables de la que depende la viscosidad de un feedstock
De esta forma podemos definir la viscosidad como:
155
Ecuación 11 [Ref. 3]: Modelo de un fluido pseudoplástico.
Si se realiza una gráfica de por medio de un ensayo de reología capilar se tiene
que la pendiente de esta curva corresponde a 1‐n, con lo cual n puede ser deducido. De esta forma se puede determinar el tipo de comportamiento del feedstock y su dependencia con la tasa cortante. Otra forma de ver la dependencia con el cortante es comparando las curvas cualitativamente y cuantitativamente [Ref. 3].
La dependencia de la viscosidad del feedstock con la temperatura, presenta una buena aproximación con la ecuación de arrhenius.
Ecuación 12 [Ref. 3]: Modelo de un fluido pseudoplástico.
Donde es la viscosidad a una tasa de referencia (10 s‐1), E es la energía de activación, R la
constante universal de los gases y T la temperatura. Una gráfica de a diferentes
tasas cortantes determina la dependencia del feedstock con la temperatura, en este caso se busca que las curvas sean lo más lineales posible [Ref. 3]. El valor de E es un indicador de la dependencia del feedstock con la temperatura, entre menor sea este valor menor será la dependencia.
El tercer factor que afecta la viscosidad del feedstock es la cantidad de carga sólida que se adiciona al sistema ligante. La ecuación empírica que rige este comportamiento es [Ref. 1,3]:
156
Ecuación 13 [Ref. 3]: Viscosidad del feedstock en función de la viscosidad del ligante y de la carga sólida.
Donde es la viscosidad del ligante, A depende de la forma de la partícula, es el porcentaje de
carga sólida, es la carga sólida crítica y n es generalmente 2. En términos de viscosidad relativa
y aplicando las anteriores suposiciones resulta:
Ecuación 14 [Ref. 3]: Viscosidad relativa entre el feedstock y el sistema ligante
Esta ecuación fue obtenida empíricamente y su validez es limitada ya que en este caso la viscosidad también depende de la forma del polvo, la distribución de tamaño y las propiedades superficiales. Sin embargo se puede mostrar en la figura 13 que la viscosidad del feedstock aumenta exponencialmente cuándo la carga sólida se acerca a la carga sólida crítica.
Figura 22 [Ref. 1]: Aumento de la viscosidad VS carga sólida.
En la figura 22 es evidente que la viscosidad aumenta desproporcionadamente cuando se acerca a la carga sólida crítica. También se muestra la comparación entre el método de determinación de la carga sólida por densidad y reología capilar. Se ve que los 2 métodos dan los mismos resultados, pero cabe recordar que con la caracterización por reometría capilar se obtiene mucha más
Viscosidad Pa*s
Densidad de la mezcla
Carga sólida % Vol.
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información acerca del comportamiento del feedstock con el cambio de tasas cortantes y temperatura.
158
Anexo 14
Figura 23 [Ref. 1]: Densidad de la muestra VS. Carga sólida en volumen.
En la figura 23 se puede observar que la densidad aumenta a medida que se aumenta la cantidad de polvo en la mezcla debido a la mayor densidad de los polvos, sean metálicos o cerámicos. Sin embargo hay un punto donde la densidad empieza a disminuir, lo que indica que se alcanzó la carga sólida crítica.
Otro método para determinar la carga sólida crítica es la reología capilar. Esta se basa en el principio de que el sistema ligante impide la creación de burbujas de aire a causa de las fuerzas capilares que tratan de juntar las partículas de polvo. A medida que aumenta la cantidad de polvo, estos se posicionan cada vez más cerca entre ellos haciendo que aumente la viscosidad debido al aumento de la fricción entre partículas.
Figura 24 [Ref. 1]: Curva de viscosidad relativa VS carga sólida en volumen. En esta prueba se utiliza el mismo sistema ligante para determinar la carga sólida crítica de 2 polvos diferentes.
Teórica medida
Carga óptima
Pico medido de la densidad
Densidad de batido
Carga crítica Densidad del ligante
Fracción de polvo en volumen
Hierro ‐ Cera
Ni3Al ‐ Wax
159
Se puede ver en la figura 24 que a medida que se aumenta la cantidad de polvo hay un punto donde el aumento de la viscosidad se hace a tasas cada vez más altas, lo que impide llevar a cabo un proceso de moldeo por inyección exitosamente. También es evidente que las propiedades de los polvos tienen un efecto importante sobre la carga crítica del feedstock y su reología pues en la figura 5 se muestra que las viscosidades cambian notablemente al variar la clase de polvo. Otro método que se utiliza para determinar la carga sólida crítica es la reometría por torque. En este método lo que se hace es medir el torque a varias composiciones de polvo y ligante, teniendo en cuenta que se va a producir un aumento dramático y errático del torque cuándo se llegue a la carga sólida crítica.
Figura 25 [Ref. 1]: torque medido en un mezclador.
Cada vez que se agrega polvo el torque aumenta, después de cierto intervalo de tiempo y dependiendo del sistema utilizado por el mezclador el torque tiende a estabilizarse en un solo valor o rango. En el momento que se empieza a alcanzar la carga sólida crítica el aumento del torque con cada adición de polvo es más grande y además empieza a presentar un comportamiento errático.
Torque de mezcla
Adición de polvo
Carga excesiva de polvo
Crítica
Carga sólida inicial
Tiempo de mezcla
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Anexo 15 Primero que todo el ácido esteárico es una cadena de hidrocarburos con 17 carbonos con un grupo carboxilo en uno de los extremos, este grupo carboxilo es el que reacciona con la humedad de la superficie del polvo por medio de la siguiente reacción química [Ref. 27].
Figura 26 [Ref. 27]: reacción química del ácido esteárico con la superficie del polvo
Los polvos finos, es decir los de tamaños pequeños se consideran hidrófobos por naturaleza lo que hace que absorban agua en la su superficie. Al absorber el agua se crea un grupo OH en la superficie del polvo, el cual reacciona con el grupo carboxilo del ácido esteárico generando una unión química. Se ha demostrado que para polvos de tamaños medios mayores a 3 µm el porcentaje de ácido esteárico que causa un efecto relevante sobre la carga sólida óptima y la reología es de 5% [Ref. 1, 27].
Figura 27 [Ref. 27]: modelo de la interfaz entre el polvo y el ligante.
Este es el modelo de la adsorción química del surfactante en la superficie del polvo. El grupo carboxilo se adhiere al polvo por miedo de la reacción de la figura 26 y la cadena larga del ácido esteárico se une a las cadenas hidrofílicas del resto del sistema ligante.
161
Anexo 16 Como se sabe los polímeros tienen a expandirse mucho más que los metales a temperaturas de moldeo usuales para el MPI, esta expansión térmica repercute en la carga sólida ya que se tiene más volumen de polímero disminuyendo el porcentaje de polvo en volumen en el feedstock.
Figura 28 [Ref. 1]: Variación de la carga sólida en volumen con el aumento en la temperatura, feedstock de hierro – polietileno.
En la figura 28 se puede observar que la carga sólida disminuye notablemente entre 80 y 110 °C aproximadamente. Esto se debe a que en este intervalo se encuentra el punto de fusión del sistema ligante que se basa en Polietileno (100 °C), y este por ser un polímero semicristalino presenta una expansión térmica bastante grande (disminución de densidad) en el punto de fusión debido a la desaparición de la fase cristalina en este rango de temperaturas.
Anexo 17
Figura 29 [Ref. 8]: distorsión de las piezas con respecto a la carga sólida
Hierro – polietileno 60% Vol. % carga sólida
Carga sólida, Vol. %
Temperatura °C
% carga de polvo
% distorsionado
del com
pacto
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La figura 29 muestra el porcentaje de distorsión de las piezas sinterizadas para un feedstock de acero inoxidable 17‐4 PH. En este estudio se determina la carga sólida crítica por medio de Reología capilar y obtuvo un valor de 72% vol. Es evidente que el menor porcentaje de distorsión se genera 2 puntos porcentuales por debajo de la carga sólida crítica, lo que refuerza la teoría anteriormente mencionada sobre los defectos que se generan al trabajar por debajo o por encima de la carga sólida óptima. Estas deformaciones en las piezas fueron causadas por varios factores, desde distorsiones por segregación de polvo y burbujas de aire (exceso de polvo) hasta rechupes a causa del movimiento de polvos en las etapas de extracción de ligantes y sinterización (exceso de ligante).
Anexo 18 Condiciones que se deben cumplir para que un sistema ligante pueda ser seleccionado para fabricar un feedstock de polvos de hierro carbonil.
1. Debe permitir la realización de un proceso de extracción de ligantes por solventes
Teniendo en cuenta que el sistema de extracción se basa en la disolución de cera parafina y ácido esteárico en hexano el porcentaje de este elemento en el ligante debe estar por encima del 30% con el fin de asegurar la interconectividad entre las cadenas de estos polímeros para poder generar los ductos necesarios al interior de la pieza por los cuales fluirá el polímero disuelto [Ref. 1]. Esto permitirá realizar posteriormente un proceso extracción térmica de ligantes por evaporación del sistema ligante central (“backbone”) sin causar esfuerzos internos excesivos que puedan provocar fracturas o hinchazón de la pieza.
2. El polímero a disolver debe estar en contacto con las partículas sólidas
Esto implica que el componente a disolverse debe mojar de mejor forma los polvos metálicos que el sistema ligante central. Como ya se explicó en la figura 18.1 la parafina y el ácido esteárico cumplen con este objetivo a cavalidad.
3. Debe presentar buenas propiedades reológicas
Esto ímplica un valor de n (índice de comportamiento de fluidez) menor a 1 con lo cual se logra presentar generalmente un comportamiento pseudoplástico del feedstock a tasas cortantes menores a 105 s‐1. A altas tasas cortantes es dificil predecir el comportamiento del feedstock ya que empieza a adquirir un comportamiento dilatante debido a la separación del polvo y el ligante lo que puede generar segregaciones de polvo. Para que un sistema ligante pueda presentar buenas características reológicas debe tener elementos que bajen la viscosidad (ceras o aceites), elementos que retengan la forma e impidan segregaciones (backbones PE, PP, etc.), elementos que mejoren la adherencia del ligante con el polvo así como la dispersión de los mismo (ceras y surfactantes), elementos que aumenten las cargas sólidas (surfactantes).
163
Las ceras también ayudan a impedir la orientación de las cadenas polimericas en el momento de ser inyectadas debido al bajo peso milecular de estas.
4. Retención de la forma durante el proceso de remosión de ligantes por extracción térmica.
Dado que se va a realizar un proceso de extracción por solventes, debe existir un sistema ligante esqueleto (“backbone”) que debe ser insoluble en el agente disolusor para poder retener la forma, y además debe estar en una concentración mayor al 20% para generar interconenctividad entre las cadenas polimericas lo cuál asegurará la retención de la forma durante los procesos de remosión de ligantes por extracción química. La extracción térmica de estos polímeros debe ir acompañada por el inicio de los mecanismo de sinterización, es decir se recomiendan polímeros que se degraden a temperaturas más altas y en rangos más amplios de temperatura.
5. Que no contamine la pieza inyectada Durante la extracción de ligantes por métodos térmicos hay residuos de carbono debido a la degradación de los polímeros, y estos residuos de carbono pueden mezclarce en la aleación por medio de difusión química. Los materiales magnéticos suaves sufren de un detrimento bastante alto de sus propiedades con la precencia de carbono, oxígeno, nitrógeno y en general de cualquier impureza que contaminante su estructura, ya que esto impide el crecimiento de los dominios magnéticos y por ende hace más difícil su magnetización disminuyendo los valores de magnetización máxima (Bm) y permeabilidad magnética (µ) y aumentando la magnetización remanente (Hc). Los niveles de impurezas que por lo general se logran en el procesamiento de magnéticos suaves por medio del MPI deben ser superiores a:
C: 0.006% O2: 0.0042% N2: 0.004
Estos límites son establecidos por Chaman Lall y aseguran el no deterioramiento de las propieades magnéticas del material [Ref. 10]. Por esta razón se escogen formualciones de ligantes con compoenetes que dejen un porcentaje muy bajo de residuos después de la degradación térmica, la cuál se presenta a continuación.
Polímero % de residuo en peso
Polietileno PE 0,11 Poli isobutileno 0,1 Polipropileno PP 0,1 poli metil metacrilato 0,22 polietileno oxido 4,51
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poli vinil butrial 1,83 celulosa metil 10,51
Tabla 46 [Ref. 1]: Se muestran los porcentajes de carbono residual despues de ser degradados a 1000 °C en una atmosfera de argón.
Como se puede observar el polietileno y el polipropileno son uno de los polímeros que menos cantidad de carbono dejan al degradarce y evaporarce. Por esta razón deben ser el componente del sistema ligante central.
Cabe resaltar que las propiedades de un material magnético suave depende altamente del control de las varibales del proceso de sinterizado en cuanto a velocidades de aumento de temperatura y atmosferas controladas.
6. No reacción del ligante con el polvo.
Los polvos no deben reaccionar con los ligantes. En la literatura se ve que el Fe y el Ni son estables con respecto a los sistemas ligantes tradicionales (PW, PP, EA, etc) a tempreaturas de extracción de ligantes por extracción química y térmica. A diferencia de estos elementos hay unos que no son estables a estas temperaturas de extracción química y térmica como el Ti, en el cuál se debe tener especial cuidado.
7. Carga sólida
La magnetización máxima (Bm) depende altamente de la denisificación de la aleación. A mayores niveles de densidad mayor el nivel de magnetizacón por lo cual debe procurarce una carga sólida alta. Sin embargo no es una condición indispensable ya que este problema puede solucionarce aumentando la temperatura máxima de sinterizado, pero deben tenerce en cuenta futuros problemas de distorción geométricas en la pieza debido a un excesivo encojimiento de esta.
8. Compatibilidad con los polvos de Fe El sistema ligante escogido debió ser usado con polvos de características similares a las que se tienen en el laboratorio.