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Trabajo Fin de Máster ANÁLISIS DE LOS PARÁMETROS DE DISEÑO DEL UTILLAJE INVOLUCRADOS EN LA TECNOLOGÍA DE INYECCIÓN “HEAT&COOL” Autor/es RAÚL FERRUZ VICENTE Director/es JORGE AISA ARENAZ Facultad / Escuela ESCUELA DE INGENIERIA Y ARQUITECTURA DE ZARAGOZA Año 2013 Repositorio de la Universidad de Zaragoza – Zaguan http://zaguan.unizar.es 1 ANÁLISIS DE LOS PARÁMETROS DE DISEÑO DEL UTILLAJE INVOLUCRADOS EN LA TECNOLOGÍA DE INYECCIÓN “HEAT&COOL” RESUMEN El presente Proyecto Fin de Máster aborda el análisis térmico y mecánico de los parámetros de diseño de utillaje y proceso involucrados en la tecnología de inyección denominada industrialmente “Heat & Cool”. Se trata de una variante de la inyección de termoplásticos en la que se trabaja con molde caliente durante las fases de llenado y compactación y posteriormente se enfría el molde para la expulsión de la pieza. Su objetivo más destacado es la mejora de la calidad superficial del producto. El proyecto analiza los estudios e investigaciones recogidos hasta la fecha para, apoyándose en los resultados allí expuestos, introducir una parte experimental en la que se ha aprovechado una placa de molde para someterla al ciclo térmico monitorizando la evolución de la temperatura mediante una cámara termográfica y se ha comparado con el modelo informático para dotarlo de validez. Una vez hecho esto se ha comprobado el efecto de la variación de algunos de los parámetros de diseño involucrados en la eficiencia térmica del equipo mediante simulaciones con diferentes algoritmos numéricos. También se han simulado diferentes variantes del problema desde el punto de vista de la resistencia mecánica del molde, y se ha calculado la vida a fatiga en los casos más característicos. Finalmente se exponen las conclusiones alcanzadas en este proyecto. 2 ÍNDICE. 1.1.- Objeto y alcance del proyecto………………………………………………………………………………3 2.1.- Análisis del ciclo térmico y su eficiencia previo a la implantación de un sistema de “Heat & Cool” en un molde de inyección………………………………………………………………5 2.1.1 Introducción…………………………………………………………………………………………….5 2.1.2 Moldeo por inyección………………………………………………………………………………6 3.1.- Proceso de inyección “Heat & Cool”…………………………………………………………………..12 3.2.- Trabajos de investigación y aportaciones en este campo ……………………………..…..17 3.2.1.- Introducción………………………………………………………………………………………..17 3.2.2.- Estudios destacados en este campo…………………………………………………….18 4.1.- El molde como elemento sometido a esfuerzo ………………………………………………….26 4.2.- El fenómeno de fatiga ……………………………………………………………………………………….31 5.1.- Material y método de estudio……………………………………………………………………………36 5.1.1.- Simulación del problema de transferencia de calor…………………………....39 5.1.2.- Simulación del problema de resistencia mecánica……………………………...39 5.2.- Discusión de resultados…………………………………………………………………………………….40 5.2.1.- Ensayo con cámara termográfica y validación del modelo informático..40 5.3.- Análisis térmico con el software de simulación ‘Fluent’……………………………………52 5.3.1.- Calentamiento del molde desde 20-60ºC y de 60 ºC hasta 120 ºC y enfriamiento hasta volver a los 60ºC con layout de canales similar al del molde empleado en el laboratorio, sustituyéndolo por aluminio…………………………….52 5.3.2.- Simplificación geométrica para el cálculo con flujo de agua y comparación…………………………………………………………………………………………………55 5.3.3.- Sensibilidad del modelo al aumento de potencia y reducción del tiempo de exposición………………………………………………………………………………………………….57 5.3.4.- Efecto de la variación del layout de canales de calentamiento y refrigeración en el modelo……………………………………………………………………………..59 5.3.5.- Efecto de la reducción de la distancia ‘L’ entre canales y superficie a calentar………………………………………………………………………………………………………….63 5.3.6.- Efecto del aumento de canales de refrigeración y reducción del espesor de la placa………………………………………………………………………………………………………64 5.4.- Ensayos de resistencia y fatiga……………………………………………………………………………66 5.4.1.- Efecto de la condición de apoyo…………………………………………………………..66 5.4.2.- Influencia del cambio de material del molde por aluminio…………………..68 5.4.3.- Efecto del aumento de canales de atemperamiento y variación de la distancia entre centros……………………………………………………………………………………69 5.4.4.- Efecto de una menor distancia ‘L’ entre canales y superficie a calentar.70 5.4.5.- Efecto del cambio de cavidad del molde………………………………………………71 5.4.6.- Cálculo a fatiga del caso 5.4.5.................................................................72 5.4.7.- Efecto de la reducción del espesor de placa ...........................................74 5.4.8.- Cálculo a fatiga del caso 5.4.7……………………………………………………………...75 6.1.- Conclusiones y líneas futuras de trabajo…………………………………………………………….76 Agradecimientos………………………………………………………………………………………………………..80 Bibliografía..……………………………………………………………………………………………………………….81 3 1.1-OBJETO Y ALCANCE DEL PROYECTO. El objetivo del presente proyecto es determinar un diseño lo más adecuado posible de un sistema de “Heat & Cool” (sistema de calentamiento y enfriamiento, en adelante “H&C”) dentro de la tecnología de inyección con termoplásticos, con los recursos que tenemos a nuestro alcance, para posteriormente ser implantado en un molde. Para ello se trabajará mediante la experimentación con una placa antigua a la que se le han implantado unas resistencias para el calentamiento, además de aprovechar el circuito de refrigeración para hacer circular un flujo constante de agua a una temperatura controlada, todo ello grabado con una cámara termográfica y contrastado con un termopar de contacto en la superficie que consideramos cavidad, para posteriormente ser comparados con modelos de elementos finitos simulados con “Fluent” y “Solidworks”, los cuales permitirán determinar que diseños son los más apropiados “teóricamente” para obtener tiempos de ciclo y consumos adecuados. Una vez alcanzados los conocimientos básicos de la tecnología “H&C”, así como el estado de la ciencia en este campo en la actualidad, se ha propuesto un modelo experimental al que se le a sujeto a un ciclo térmico de las mismas características que el experimentado por un molde de inyección en un proceso de “H&C” tomando capturas y datos mediante la cámara de visión termográfica. Con estos datos se valida el modelo informático por comparativa con el experimental. A través de simulaciones se ha analizado la influencia de diferentes variantes del problema de transferencia de calor como son: • Material constructivo del molde. • Aumento de potencia y la consiguiente reducción de tiempo. • Aumento del número de resistencias y acercamiento de los canales de refrigeración a la superficie a calentar. • Reducción de la distancia entre resistencias y superficie a calentar. • Aumento del número de canales de refrigeración o caudal de refrigeración. • Reducción del espesor de placa. Desde el punto de vista de la resistencia mecánica, se ha analizado la influencia de las diferentes variantes del problema que se pueden presentar y que están relacionadas con las variantes del problema térmico: • Material constructivo del molde. • Forma de apoyo del molde. • Número de canales y distancia entre centros. • Reducción de la distancia entre resistencias y superficie a calentar. • Cambio de cavidad de macho a hembra (Caso más desfavorable calculado a fatiga). • Reducción del espesor de placa (Caso más desfavorable calculado a fatiga). 4 Las conclusiones alcanzadas fruto de los análisis anteriores servirán referencia en la construcción de un molde preparado para la producción de piezas con el método de “Heat & Cool”, que permitirá realizar numerosos experimentos y estudios relacionados con esta tecnología. 5 2.1.- ANALISIS DEL CICLO TÉRMICO Y SU EFICIENCIA PREVIO A IMPLANTACIÓN DE UN SISTEMA DE “HEAT & COOL” EN MOLDE DE INYECCION. 2.1.1.-INTRODUCCIÓN. En la actualidad existe una gran variedad de aplicaciones en ingeniería y otros campos que requieren de la utilización de piezas de plástico, en los últimos años ha aumentado notablemente el uso de este tipo de material debido a las grandes ventajas que presenta, en cuanto a peso, flexibilidad de geometría, costes bajos para series grandes, posibilidad de aditivación, combinación de diferentes colores, baja conductividad térmica y eléctrica, gran abanico de materiales etc. Los sectores de mayor consumo de estos materiales son el del envase y la construcción, seguido de la automoción, siendo este último el que representa la mayor carga de trabajo de ingeniería. 8% 13% 35% 44% Automocion Construccion Envase Resto Figura 1. Porcentajes producción de plástico. El campo de los plásticos es muy amplio y existen varios procesos de fabricación dependiendo de la aplicación, siendo los más importantes, extrusión, soplado e inyección, además de combinaciones entre ellas. En este estudio nos centraremos en la fabricación de piezas de plástico por inyección, concretamente se estudiará la efectividad y eficiencia de los sistemas de “Heat & Cool” que explicaremos más adelante. 6 2.1.2.-MOLDEO POR INYECCIÓN. El moldeo por inyección es un proceso de fabricación que consiste en inyectar un material polímero, cerámico o metálico en estado fundido en un molde cerrado a presión y frío. Dicho molde incorpora la cavidad necesaria para que el material fundido, en nuestro caso plástico, rellene ese espacio dando forma a la pieza final, que posteriormente se enfriará debido a la temperatura menor del molde hasta que alcance una temperatura y rigidez adecuada para su expulsión, este parámetro dependerá principalmente del tipo de pieza, material, tamaño etc. Algunas de las ventajas del proceso de inyección son las siguientes: - La pieza se obtiene en una sola operación generalmente. - Se necesita poco o ningún trabajo final sobre la pieza obtenida. - Es un proceso totalmente automatizable. - Las condiciones de fabricación son fácilmente reproducibles - Piezas de gran calidad y complejidad. Como en todo proceso de fabricación existen algunas restricciones como son: • Dimensiones de la pieza. Tendrán que ser reproducibles y de acuerdo a unos valores determinados, como puede ser el tamaño del molde o la fuerza de cierre necesaria para mantener la presión de llenado del plástico fundido. • Propiedades mecánicas. La pieza deberá resistir las condiciones de uso a las que esté destinada durante un tiempo de vida determinado. • Tiempo de ciclo. Es uno de los parámetros mas importantes, de él se deriva el coste de fabricación y por tanto es necesario para justificar la amortización del molde junto con el número de piezas a fabricar. La contracción que experimentan las piezas en la fase de enfriamiento es uno de los factores de mayor importancia para alcanzar tiempos de ciclo adecuados así como el tiempo necesario para alcanzar la temperatura de expulsión. • Consumo energético. Una disminución del consumo energético implicará un menor coste de producción. 7 Los elementos principales que intervienen en el proceso son: - La maquina de inyección: La máquina de inyección se compone de dos partes principalmente, que son, la unidad de inyección, que incorpora una tolva donde introducimos el material en forma de gránulos, además de una cámara donde un husillo empuja el plástico hacia delante a la vez que lo presiona, calentando, con la ayuda de resistencias para alcanzar la temperatura de fusión. La otra parte consiste en la unidad de cierre, su función es la de albergar el molde, alcanzar la fuerza de cierre necesaria y expulsar la pieza una vez terminada. Existen varios mecanismos en función de la fuerza a realizar. Además incorporan una unidad de control para el manejo de la misma. Figura 2. Partes de la máquina de inyección [21]. - El molde de inyección: Un molde de inyección esta formado por dos mitades llamadas parte fija o de inyección y parte móvil o de expulsión. • Parte fija: Es la parte del molde que no se mueve cuando la maquina realiza sus movimientos. Esta sujeta al plato fijo de la máquina y es donde se apoya el husillo para la inyección y así introducir en el molde el plástico fundido. a. Placa base: Debe ser adecuada en función del tamaño de la pieza a inyectar, y suficientemente gruesa para evitar deformaciones, además sirve para sujetar el molde a la máquina mediante bridas. b. Placa portafiguras: Existe en ambas mitades, es donde se realizan las figuras de la pieza. Esto pueden ser postizos o figuras, uno será hembra y el otro macho. La hembra llamada 8 cavidad suele realizarse siempre que sea posible en la parte fija, y el macho, llamado punzón, se realiza en la parte móvil. c. Centrador: Como su nombre indica sirve para centrar el molde en la máquina coincidiendo con el orificio de entrada de plástico. Bebedero, ramales de distribución, y entradas: Son canales creados en el molde, que sirven para que el plástico fundido que viene del cilindro de inyección de la máquina, pueda llegar a través de ellos hasta los huecos que tienen la forma de la pieza. d. Circuitos de refrigeración: Ambas partes del molde (fija y móvil), tiene una serie de circuitos, tanto en el interior de la placa porta figuras o /y en los postizos que tienen las figuras de la pieza, por donde pasa el líquido refrigerante. Se establecerá un equilibrio entre la cantidad de calor que suministramos al molde con el plástico fundido, y la cantidad de calor que le quitamos al molde con el líquido refrigerante. e. Guías o columnas: Sirven para el centraje perfecto entre las dos partes del molde cuando este se cierra. Figura 3. Estructura del molde de inyección [22]. 15 - Buen diseño de los canales de refrigeración: La disposición de los circuitos de refrigeración cerca de la superficie ayudará a acelerar el tiempo de respuesta, una tecnología muy empleada en este proceso es el “Conformal cooling” donde los circuitos de refrigeración siguen la geometría de la pieza a moldear y del cual existen numerosos estudios que se expondrán en los siguientes apartados (figuras 8a y 8b) [4]. Figuras 8a y 8b. Canales de refrigeración convencionales (izquierda) y canales de refrigeración “conformal cooling” (derecha) [4]. Existen diversas formas de calentar el molde en el mercado actualmente, entre las cuales las más empleadas son el calentamiento por resistencias, por inducción o mediante gas, además de algunas técnicas experimentales como el láser. A continuación se muestran algunos ejemplos de piezas realizadas con tecnología “H&C”: Figura 9. Diferencias entre pieza de ABS inyectada convencionalmente y otra con tecnología “H&C” [3]. 16 Figura 10. Pieza aditivada con fibra de vidrio, a la izquierda inyección convencional, a la derecha inyeccion con “H&C” [2]. Figura 11. Lineas de soldadura en piezas “H&C” y convencionales [3]. Figura 12. Piezas reforzadas con fibra mediante “H&C” y convencionales [3]. 17 3.2.-TRABAJOS DE INVESTIGACIÓN Y APORTACIONES EN ESTE CAMPO. 3.2.1.-INTRODUCCIÓN. El presente trabajo se centra principalmente en adquirir el conocimiento y determinar como influyen diferentes parámetros como el material del molde, temperaturas de trabajo, distribución de canales de atemperamiento y refrigeración en la velocidad de respuesta de este, para finalmente determinar un diseño de molde adecuado para una tecnología de “Heat & Cool” sobre el que seguir haciendo estudios en esta línea de investigación. Existen numerosos estudios en todo el mundo, así como bibliografía clásica sobre este método de inyección, aunque en diferentes direcciones estos estudios pretenden determinar que factores favorecen o presentan problemas en un sistema de “H&C”. Además de factores como el material constructivo, diseño del molde y de la pieza inyectada, la temperatura del molde es un factor decisivo puesto que otros parámetros como la presión y velocidad de inyección se ven alteradas por la variación de dicha temperatura [5-6], otras fuentes afirman que la calidad de la pieza puede ser mejorada elevando la temperatura del molde en las fases de llenado y compactación [7-8] por otra parte tiene la contraprestación de un aumento en el tiempo de enfriamiento y en consecuencia disminuye la productividad por lo que el uso de esta tecnología tiene que estar bien justificado, en los procesos de inyección convencional en los casos en que el diseño de pieza lo permite se podrían alcanzar menores espesores, aumentando las presiones de inyección o seleccionando materiales menos viscosos, aunque una presión demasiado alta resultaría en defectos contracción, anisotropía, tensiones residuales etc. además de ser incapaz de alcanzar los acabados y calidades que se consiguen con este nuevo método, que como ya se ha explicado consiste en calentar la cavidad del molde a una temperatura alta, generalmente mayor que la temperatura de transición vítrea del polímero, mantener dicha temperatura durante el llenado y la compactación y finalmente, una vez terminadas estas etapas se enfría la cavidad rápidamente para solidificar el plástico antes de expulsarlo. La tecnología de “H&C” también puede reducir la contracción del material además de alcanzar presiones de inyección menores. En la actualidad se han desarrollado muchos sistemas de control “H&C”: - Jansen [8] y Yao y Kim [9] construyeron respectivamente un molde con una capa revestida de calefacción en la base del molde para calentar las cavidades, este molde puede alcanzar temperaturas de 200ºC en unos segundos. - Chen [10,11] desarrolló un sistema de control dinámico de la temperatura del molde calentado mediante inducción y estudió la influencia de la forma de los canales de inducción en la eficiencia térmica y en la distribución de temperaturas. - Chang y Wang [12,13] optaron por un sistema infrarrojo. - Saito [14] empleó calefacción mediante radiación, la orientación molecular en la superficie fue reducida y mejoró la calidad superficial. 18 - Yao [15] presento un nuevo método para calentar rápidamente la cavidad usando “high frecuency proximity heating”, en comparación con los demás sistemas, este no requiere capas de revestimiento y tiene una alta eficiencia térmica. Todos estos investigadores y desarrolladores coinciden en que los estudios futuros deberían centrarse en mejorar la eficiencia térmica, de hecho el enfoque más popular para alcanzar dicha eficiencia es combinar el sistema de calefacción y refrigeración en un mismo canal del molde. Así es factible conseguir una reducción en la cantidad de metal del molde que esta sujeto al ciclo térmico y el uso de materiales de alta conductividad como las aleaciones de cobre mejoran la eficiencia térmica del sistema. Además un posicionamiento de los canales de calefacción-refrigeración cerca de la superficie a calentar aumenta la velocidad de respuesta térmica del molde aunque en piezas con diseños complicados puede resultar bastante costoso. 3.2.2.-ESTUDIOS DESTACADOS EN ESTE CAMPO: Wang Guilong, Zhao [16] diseñaron un molde con una cavidad flotante que era empujado por el mecanismo de expulsión justo antes de que el molde se abra y acercado por el plato móvil justo antes del llenado (figura 13). El calentamiento y la refrigeración se realizan en los mismos canales. Figura 13. Molde implementado por Wang Guilong, Zhao [16]. 19 Efecto del medio de calentamiento y refrigeración Realizan comparativas como la temperatura de respuesta de dos puntos A y B en la superficie cavidad, alcanzada calentando mediante vapor, agua y aceite (figura 14a), la distribución de temperatura (x-y) en los puntos A y B en la superficie cavidad tras 20 segundos de calentamiento (figura 14b) y la temperatura en el centro de la pieza, puntos M y N en el proceso de enfriamiento para los diferentes medios de calentamiento y refrigeración. Figura 14a y 14b. (Izquierda)La temperatura de respuesta de los puntos ‘A’y ‘B’en la superficie cavidad para tres medios de calentamiento (14a). (Derecha) Distribución de temperaturas a lo largo de la superficie cavidad (X-Y) (14b) [16]. Observan que la temperatura aumenta rapidamente al principio del proceso de calentamiento y luego disminuye su velocidad gradualmente conforme aumenta el tiempo, los moldes con agua supercalentada y vapor saturado tienen prácticamente igual respuesta, mas rápida que con aceite. En cuanto a la distribución de temperaturas, también se obtienen mejores resultados con vapor y agua. Efecto de la temperatura del medio en la eficiencia térmica. Otro de los fenómenos que estudian es el efecto que tiene la temperatura del medio de calentamiento en el tiempo requerido para calentar con los tres sistemas así como el consumo de energía requerido en cada uno de ellos para diferentes temperaturas del vapor, agua o aceite (figura 15a y 15b). Figura 15a y 15b. (Izquierda)Tiempo de calentamiento requerido para tres medios de calentamiento (15a). (Derecha) Energía consumida por tres medios de calentamiento (15b) [16]. 20 Efecto del layout de canales de calentamiento y refrigeración: Otro factor importante es el efecto que tiene la distribución de los canales de calentamiento-refrigeración sobre el tiempo necesario para calentar y enfriar el molde (figura 16a y 16b). Figura 16a y 16b. (Izquierda) Temperatura de respuesta en el punto “B” con diferentes distancias L y P (16a). Distribución de temperatura a lo largo de la superficie cavidad (X-Y) con diferentes L y P tras 20 s de calentamiento (Derecha) (16b) [16]. Siendo “P” la distancia entre centros de los canales y “L” la distancia entre el centro del alojamiento y la superficie cavidad. Se observa que la eficiencia térmica disminuye con el aumento de estas distancias, y que la máxima diferencia de temperatura en la cavidad se alcanza con el aumento de “P” mientras que disminuye al aumentar “L”. Efecto del material constructivo del molde: Emplean diferentes materiales para la cavidad del molde, establecen comparaciones como la temperatura de un punto a lo largo del tiempo o la distribución de temperaturas en la superficie cavidad después de 20 segundos de calentamiento con tres materiales diferentes como son el acero al carbono, aleación de aluminio y aleación de cobre. Efecto del espesor de pieza: Además estudian el efecto del espesor de pieza a inyectar sobre la eficiencia térmica con diferentes materiales constructivos de molde en la eficiencia del sistema. Aplicación y producción: Introdujeron su diseño de molde con cavidad flotante en la producción de carcasas de televisión comparándolo con un molde con cavidad fija, demostrando que la cavidad flotante requiere de menor tiempo de calentamiento para una misma temperatura. 21 Wang Guilong, Zhao [16] alcanzan las siguientes conclusiones: • Los procesos “H&C” con agua súper calentada y vapor saturado, tienen la misma eficiencia térmica, mucho mayor que el aceite. • El vapor saturado tiene el consumo de energía más bajo mientras que el del aceite es el más alto. • Si la temperatura necesaria en cavidad su asume constante, el consumo de energía disminuye con el aumento de la temperatura del medio de calentamiento en el caso del agua y del aceite sin embargo el consumo aumenta con el vapor. • Comparado con la inyección tradicional, es mucho más necesario reducir apropiadamente distancias entre pieza y los canales de calentamiento y refrigeración y las distancias entre ellos para aumentar la eficiencia térmica. • Materiales con alta conductividad térmica y baja capacidad calorífica son preferibles a la hora de acortar el ciclo térmico y mejorar la uniformidad de temperatura. • Un sistema de “H&C” es capaz de reducir el tiempo de enfriamiento de una pieza de gran espesor respecto de la inyección convencional. • Implementan una línea de producción con vapor como medio de calentamiento para una pieza de espesor delgado, la cavidad esta sujeta a un ciclo entre 60-124ºC con tiempo de ciclo total de 72 segundos. Los resultados muestran la eliminación de la línea de soldadura y un gran acabado superficial. Otros autores como P.Postawa, D.Kwiatkowski, E.Bociaga [17] estudiaron la influencia del método de refrigeración-calentamiento en las propiedades morfológicas de la pieza inyectada, se basan en el principio de que cuando un fluido, en este caso agua, circula por el circuito de refrigeración existe un gradiente de temperaturas entre la entrada y la salida, debido a que el fluido se va calentado al extraer calor del molde, ese gradiente de temperatura entre entrada y salida resulta en una diferencia en el calor extraído del molde en las dos zonas, por ende se genera una diferencia en la distribución de temperaturas de la pieza, lo que se puede traducir en un aumento del tiempo de ciclo debido a que hay que esperar a que alcance la temperatura de expulsión la zona caliente de la pieza inyectada que sería la salida del liquido refrigerante. 22 Proponen tres enfoques para enfriar en un mismo molde con los mismos canales de refrigeración únicamente cambiando las entradas y salidas de refrigerante (figura 17). Figura 17. Tres diferentes enfoques para enfriar en el mismo molde a) Unión típica de los canales de refrigeración. b) Con colector de dos vías. c) Dos colectores utilizando seis entradas y salida [17]. Presentaron muestras de polyoxymethylene POM (figuras 18a-c). Figura 18. Morfología de las muestras de polyoxymethylene (POM) con diferentes ratios de enfriamiento: a) 5ºC/min b)10ºC/min c) 20ºC/min [17]. 23 Se puede observar que la cristalinidad de la figura 18a es mayor que la de 18b y mucho mayor que la 18c, las flechas blancas de la figura 18c indican las zonas en fase amorfa del POM. Los resultados presentados demuestran que los mismos canales de refrigeración en diferentes configuraciones dan como resultado distintas distribuciones térmicas en la cavidad que se traduce en estructuras de grano diferentes de la pieza inyectada [17]. En otro de sus estudios más recientes, Guilong Wang, Guoqun Zhao, Xiaoxin Wang [18] se centran en estudiar el efecto de la temperatura en la superficie cavidad justo antes del llenado y a la que denominan “Tcs” en la resistencia a tracción (figura 20a y 20b) y a impacto de las probetas con y sin línea de soldadura con seis plásticos típicos como son: PS, PP, ABS, ABS/PMMA, ABS/PMMA/nano-CaCO3 y FRPP (Glass fiber PP), las probetas son fabricadas con diferentes “Tcs” con un sistema de calefacción eléctrica. Realizan ensayos de tracción, de impacto y simulaciones con “MoldFlow“ para estudiar el ratio de cizalla, avance de flujo etc. Además observan la distribución y orientación de las fibras en los especímenes mediante un “SEM” (Scanning electrón microscopy) para entender la influencia de la “Tcs” en la resistencia mecánica de las partes. Por otra parte mediante un “DSC” (Differential scanning calorimetry) estudian la cristalinidad de las probetas moldeadas con diferentes temperaturas antes del llenado para plásticos semicristalinos. Para sus experimentos emplean diferentes materiales plásticos, pretratados en un horno de aire a 80ºC durante 8h, una máquina de inyección de 68 Tm, y calefacción eléctrica para el atemperamiento del molde. Las geometrías empleadas y las dimensiones de la cavidad para los ensayos de resistencia e impacto son acordes con ASTM: D638 y ASTM: D256 respectivamente (figura 19). Figura 19. Layout y dimensiones de las cavidades y canales en el molde de calefacción eléctrica [18]. 24 Según indican los autores los canales de colada están optimizados para asegurar un llenado balanceado de todas las cavidades, además los canales para la calefacción y la refrigeración también indican que están optimizados de forma que las probetas se calientan y enfrían uniformemente. Los principales parámetros de proceso en “RHCM” o “H&C” son: temperatura de la masa fundida, temperatura de la superficie cavidad antes del llenado (“Tcs”), velocidad de inyección o tiempo de inyección, presión de compactación y tiempo de refrigeración. En sus experimentos solo varían la temperatura de la superficie cavidad “Tcs” para determinar su influencia independientemente del resto de parámetros. Figura 20a y 20b. Correlación entre “Tcs” y la resistencia a tracción de las probetas sin línea de soldadura (izquierda) y con línea de soldadura (derecha) para los materiales: (a)PS, (b)PP, (c) ABS, (d) ABS/PMMA, (e) ABS/PMMA/nano-CaCO3 y (f) FRPP [18]. Guilong Wang, Guoqun Zhao, Xiaoxin Wang [18] alcanzan las siguientes conclusiones: • En las probetas sin línea de soldadura la resistencia a tracción disminuye ligeramente en todos los materiales salvo en PP, que fluctúa en un rango muy pequeño con el aumento de “Tcs”. Esto puede atribuirse a que una mayor “Tcs” es favorable para reducir la tensión de cizalla experimentada por la masa fundida en su avance durante el llenado, disminuyendo de este modo la orientación de las cadenas del polímero en la dirección del flujo. • En cambio en las probetas con línea de soldadura la resistencia del PS y PP aumenta, mientras que para los demás materiales disminuye con el incremento de “Tcs”. 31 4.2.-EL FENÓMENO DE FATIGA. Una estructura sometida a una carga constante, si está correctamente dimensionada, será capaz de soportar dicha carga en principio indefinidamente. En cambio, esa misma estructura sometida a una carga de valor mucho menor pero que es aplicada de forma repetitiva, es decir, una carga cíclica, puede acabar fallando. Así los metales sometidos a cargas fluctuantes rompen despues de un cierto número de ciclos, incluso aunque dichas cargas estén muy por debajo de la resistencia a tracción del metal. Este fenómeno es lo que se conoce como fallo por fatiga. Este fallo no ocurre para cualquier valor de carga, puesto que para un gran número de metales existe un valor de carga por debajo del cual el material no llegará a rotura aunque se someta a un número infinito de ciclos, esa tensión límite dse denomina límite de fatiga o límite de resistencia a fatiga. Otros metales no presentan este límite, y rompen sea cual sea la tensión cíclica, variando únicamente el número de ciclos hasta la rotura. Para estos materiales se define la resistencia a la fatiga, como el nivel de tensión necesario para producir la rotura después de un determinado número de ciclos, por ejemplo 106 ciclos. Se pueden encontrar cuatro tipos principales de cargas actuando: carga axial, flexión, cizalladura o torsión. En carga axial la distribución de tensiones en el área transversal a la dirección de aplicación de la carga es uniforme. En flexión las tensiones fluctúan entre cero en la llamada línea neutra y un valor máximo en la superficie, al igual que ocurre en torsión. Carga cíclica. Un aspecto impotante a tener en cuenta al estudiar la fatiga es el hecho de que no todas las cargas cíclicas afectan por igual a la estructura de granos de metal, ya que su efecto varía en función del tipo de variación de carga, es decir, si varía de +100% a - 100%, o entre 0 y 100%, o entre 50% y 100% etc. (figura 28). 32 Figura 28. Tipos de cargas cíclicas [23]. Existen varios parámetros que se utilizan para caracterizar la fluctuación de la carga. Estos parámetros son los siguientes: • Tensión máxima σmax : El valor algebraico más alto de tensión durante el ciclo (la tensión de tracción es positiva). • Tensión mínima σmin: El valor algebraico más bajo de tensión durante el ciclo. • Tensión media σm: La tensión constante media o el promedio. • Intervalo de tensiones σr: La diferencia entre ambas tensiones σr = σmaxσmin • Amplitud de la tensión σa: La mitad del intervalo de tensiones. σa = σr/2 • Coeficiente de tensiones R : R= σmax/ σmin 33 Curvas de vida a fatiga. Las curvas de vida a fatiga, también conocidas como curvas S-N (S tensión, N número de ciclos), introducidas por Wöhler en 18603, representan la tensión frente al número de ciclos hasta la rotura. Para los materiales que presentan un límite de fatiga (σe) esta curva tiende a hacerse horizontal para un número muy alto de ciclos, hasta esa tensión límite (figura 29, curva superior). Como ya se ha comentado, otros materiales como muchas de las aleaciones no férreas como aleaciones de aluminio, cobre o magnesio no presentan dicho límite y romperán independientemente de la tensión máxima aplicada (figura 29, curva inferior). Figura 29. Curvas S-N para un material con límite de fatiga y sin límite de fatiga [24]. El cálculo de las curvas de vida a fatiga presenta una gran dispersión de resultados debido a que existen varios factores que influyen en su determinación y que resultan difíciles de controlar, como son el acabado superficial de las probetas o las condiciones ambientales del ensayo, incluida la temperatura, por lo que también se definen curvas S-N de probabilidad de rotura (figura 30). Figura 30. Curvas S-N con probabilidad de rotura [24]. 34 Para todos los materiales se define la vida a fatiga Nf . Ésta se entiende como el número de cíclos hasta la rotura para un determinado valor de tension. Etapas en el proceso de rotura por fatiga. En el proceso de fatiga se distinguen tres etapas: • Iniciación de la grieta • Propagación de la grieta. La grieta generada se propaga con cada ciclo de carga. • Rotura, se produce con un crecimiento rápido de la grieta que lleva a dicha rotura final, de manera muy rápida y sin previo aviso. Figura 31. Rotura típica por fatiga [25]. Estas tres etapas son las que dan a las roturas por fatiga su aspecto característico, como se puede observar en la figura 31. 35 Las grietas a las que se asocia la rotura por fatiga normalmente se inician en zonas de la superficie donde aparecen concentraciones de tensiones. Una vez originada la grieta ésta comienza a propagarse, al principio muy lentamente. Se originan estrías que corresponden con la distancia que avanza la grieta en cada ciclo de carga. Una superficie estriada indica claramente rotura por fatiga, aunque su ausencia no excluye a ésta como motivo de fractura. Otras marcas que pueden aparecer son las que se conocen como marcas de playa (figura 31), que aparecen cuando existen interrupciones en el proceso de fatiga, como sería el caso de una máquina que trabaja dos turnos al día. Estas marcas son visibles a simple vista, al contrario que las estrías antes mencionadas. Puesto que el molde es un elemento que está sometido a cargas cíclicas y puede presentar rotura por fatiga, en los próximos apartados se comprobarán diferentes diseños estáticamente y se calculará el número de ciclos de carga que pueden soportar. 36 5.1.-MATERIAL Y MÉTODO DE ESTUDIO. En este apartado se describe el equipo utilizado para realizar los ensayos, así como el procedimiento seguido para determinar los factores que afectan positiva o negativamente al sistema de “Heat & Cool” que queremos diseñar. En primer lugar, se diseñó una instalación sencilla con una placa de molde reciclada, que representaría la placa móvil de un molde tradicional, dicho molde ya contaba con su cavidad además de numerosos agujeros de su anterior uso, se realizaron cuatro taladros para albergar las resistencias y se aprovecharon los circuitos de refrigeración antiguos para posteriormente conectar el refrigerador. Figura 32. Molde de inyección para ensayos. Superficie de control. Inicialmente se incorporaron dos de las resistencias de cartucho para calentar el bloque, cada una de ellas capaz de suministrar 400 W, conectadas a una fuente de alimentación, midiendo la intensidad con un amperímetro se observó que solo alcanzaban los 300-350 W, esto es debido fundamentalmente al estado algo deteriorado del equipo. Figura 33. Instalación completa para control de temperatura. 37 En la figura 33 se puede observar la instalación completa, compuesta del molde con sus resistencias, una cámara de visión termográfica “FLIR A20” que permitirá visualizar la distribución de temperaturas en la superficie superior del molde (figura 34, izquierda), a lo largo del tiempo, dicha superficie representa la zona donde se encontraría la cavidad de la pieza a inyectar en un molde para producción, puesto que lo que interesa es que la pared en contacto con la pieza esté a una temperatura dada. Figura 34. (Izquierda) Cámara FLIR A20 termovisión. (Derecha) PC con software FLIR. Además la instalación cuenta con un ordenador que incorpora el software de la cámara (figura 34, derecha). Este software nos permite ver la evolución de la temperatura en el molde en tiempo real además de ofrecer la posibilidad de sacar imágenes, grabar secuencias y modificar los parámetros de la cámara. Figura 35. Termopar de contacto. 38 Por último nos ayudamos de un termopar de sonda (figura 35), que nos permitirá dos cosas fundamentales que son la calibración de la cámara termográfica y del software de captura de datos, y para comprobar cuando deseemos que las mediciones mostradas en pantalla son las correctas o al menos coinciden con cierto error con las lecturas ofrecidas por el termopar. En los primeros ensayos con dos resistencias el tiempo necesario para elevar la temperatura del molde era muy alto para un proceso de inyección real e inmediatamente incorporamos las otras dos resistencias de que disponíamos (figura 36). Figura 36. Molde con cuatro resistencias. Por otra parte contamos con un refrigerador que nos permite enfriar el molde tras el calentamiento, el fluido utilizado es agua a temperatura ambiente y se ha medido un caudal de 27 l/min (figura 37). Figura 37. Refrigerador Mateu & Sole. 39 5.1.1.-SIMULACIÓN DEL PROBLEMA DE TRANSFERENCIA DE CALOR. Una vez realizados los ensayos se pretende analizar el comportamiento del molde con un programa de cálculo para transferencia de calor, llamado “Fluent”. En primer lugar se simulará un caso análogo al experimento realizado en el taller, de forma que puedan ser contrastados los datos experimentales con las simulaciones, con el fin de validar el modelo informático para los siguientes casos. Una vez validado el modelo se realizaran cálculos con diferentes parámetros y variaciones en la geometría para ver como afectan al ciclo térmico y siempre buscando la mejora de la eficiencia. 5.1.2.-SIMULACIÓN DEL PROBLEMA DE RESISTENCIA MECÁNICA. Una vez analizado el problema de transferencia de calor se realizarán las simulaciones de resistencia mecánica, se planteará el problema estático y posteriormente el cálculo a fatiga, que es la principal causa de fallo en los moldes de inyección. El objetivo de este estudio será ver como comprometen desde el punto de vista de la resistencia a fatiga la variación de la distribución de los canales de calentamiento y refrigeración, así cómo, la sustitución del material constructivo del molde por aluminio. Para ello se dispone del software de simulación mecánica “Solidworks 2010”. 40 5.2.-DISCUSION DE RESULTADOS. 5.2.1.-ENSAYO CON CÁMARA TERMOGRÁFICA Y VALIDACIÓN DEL MODELO INFORMÁTICO. A continuación se muestran las imágenes capturadas en el laboratorio de la cámara termográfica comparadas con las obtenidas en el software de simulación de transferencia de calor “Fluent”. El bloque de acero a calentar tiene un peso aproximado de 24 kg, las cuatro resistencias empleadas como calefacción tienen una potencia máxima de 400 W, se comprobó dicha potencia midiendo la corriente en la fuente de alimentación y se estima en 350 W reales, que harían un total de 1400 W en todo el bloque de acero. En primer lugar se han tomado datos y capturas del estado inicial, nuestro rango de trabajo de temperaturas será entre 60ºC y 120ºC, para ello necesitamos calentar primero el molde desde la temperatura ambiente que es de 23ºC, uniforme en todo el molde, hasta los 60ºC en la superficie superior, no en todo el molde, este estado sería el estado inicial en un hipotético caso de inyección. El objetivo es ver la distribución de temperaturas alcanzada en el molde, esta distribución que también será calculada mediante simulación será el estado inicial de todos los futuros casos. Se calienta el bloque hasta que el termopar de control ofrece una lectura de 60ºC aproximadamente en la superficie superior, recordar que es la que nos interesa atemperar. En el instante inicial el termopar da una lectura de 23ºC A continuación se muestra la imagen del termopar en ese instante (figura 38), es decir, justo antes de activar las resistencias para el calentamiento. Figura 38. Lectura termopar instante t=0 s. 47 Este tiempo sería demasiado elevado para producir piezas, pero lo que nos interesa ahora es hacer un análisis comparativo de resultados para posteriormente poder aplicarlo a la construcción de un molde de “Heat & Cool” apropiado para la producción de series de piezas. Para ello sería necesaria una mayor potencia como analizaremos en las simulaciones siguientes. En cuanto el molde alcanza dicha temperatura se desconectan las cuatro resistencias y se conecta el circuito de refrigeración. El fluido es agua a 20ºC y el aparato de refrigeración ofrece un caudal de 27 l/min medido en el taller. Para el modelo informático del enfriamiento ha sido necesario hacer la siguiente aproximación. Debido al elevado tiempo necesario para simular el fenómeno del enfriamiento mediante flujo de agua y a la variabilidad de resultados, se decidió estimar el calor extraído del molde en el tiempo medido experimentalmente con dos sencillas relaciones (1) y (2). Q=mCe(Tf-Ti) (1) P=Q/t (2) Donde: Q= Calor necesario para elevar la temperatura desde Ti hasta Tf. Tf= Temperatura superficial final del bloque. Ti= Temperatura superficial inicial del bloque. Ce= Calor especifico del acero. Esta potencia determinada con los datos experimentales se aplica en los canales de refrigeración mostrados anteriormente. Esta estimación no es del todo cierta puesto que para ello sería necesario que todo el bloque estuviera a las temperaturas “Ti” y “Tf”, lo que no es así puesto que en los ensayos con la cámara termográfica se están empleando las temperaturas superficiales únicamente. A pesar de ello los resultados son muy parecidos a los obtenidos experimentalmente como se podrá ver a continuación. Nuevamente se pretende determinar el tiempo necesario para, en este caso, enfriar el bloque desde los 120 ºC en la superficie superior hasta los 60 ºC. En modelos futuros se ha simplificado la geometría de los canales de refrigeración para reducir el tiempo de cálculo que supone introducir los cálculos del flujo de agua, esto abre un gran abanico de posibilidades en cuanto a variantes del problema de refrigeración. 48 A continuación se muestran las imágenes correspondientes al enfriamiento con paso de tiempo de un minuto (figura 44a-f). a) Imagen camara termográfica t=10 minutos 40 segundos. b) Imagen simulación t=10 minutos 40 segundos. c) Imagen camara termográfica t = 11 minutos 40 segundos. d) Imagen simulación t = 11 minutos 40 segundos. Figura 44. (Izquierda:a,c) Capturas cámara.(Derecha:b,d) Capturas simulación. Enfriamiento entre 120ºC y 60ºC. Una vez transcurrido 1 minuto con el refrigerador encendido, se puede observar cómo va descendiendo la temperatura del bloque desde el circuito de refrigeración, en un molde de fabricación la cavidad de la figura a inyectar estaría encerrada por dicho circuito que en este caso tiene forma de “U”. Este efecto no es apreciable con la cámara termográfica puesto que detecta temperaturas superficiales, mientras que en la simulación se pueden ver diferentes secciones de cómo evoluciona la distribución de temperaturas en todo el molde a través de los canales de refrigeración. 49 En el segundo minuto la cámara nos da una lectura de 89ºC (figura 44c), ha descendido prácticamente en toda la superficie y apenas queda algún punto caliente en la zona central que es la más alejada de los circuitos de refrigeración. A su vez en la imagen obtenida en la simulación se puede leer una temperatura superficial en la zona central entre 85-90ºC. Nuevamente se pueden apreciar en las secciones las zonas centrales más calientes (figura 44d). a) Imagen camara termográfica t=12 minutos 40 segundos. b) Imagen simulación t=12 minutos 40 segundos. c) Imagen cámara termográfica t=13 minutos y 40 segundos. d) Imagen simulacion t = 13 minutos y 40 segundos. Figura 45. (Izquierda:a,c) Capturas cámara.(Derecha:b,d) Capturas simulación. Enfriamiento entre 120ºC y 60ºC. El bloque continua enfriandose a un ritmo de 10ºC por minuto aproximadamente, alcanzando en el tercer minuto de enfriamiento una temperatura alrededor de los 80ºC, existiendo zonas más frías conforme nos acercamos a la cara trasera del molde, también se aprecian claramente las zonas frías alrededor de los conductos por los que circula el agua. 50 A los cuatro minutos de enfriamiento la cámara termográfica da una lectura de 73ºC de media (figura 45c) mientras que el punto donde se encuentra localizado el termopar se encuentra a 69ºC. Hay que destacar que existe una diferencia de temperaturas de 40ºC en todo el bloque puesto que existen zonas a 34ºC como podemos ver tanto en la imagen correspondiente a la cámara como en las simulaciones (figura 45c y 45d). Este gradiente es debido principalmente a la conductividad térmica del material con que está construido el molde, en los futuros casos analizaremos el efecto que tiene la sustitución por un molde de aluminio. a) Imagen cámara termográfica t=14 minutos y 10 segundos. b) Imagen simulacion t = 14 minutos y 10 segundos. Figura 46. (Izquierda:a) Capturas cámara. (Derecha:b) Capturas simulación. Enfriamiento entre 120ºC y 60ºC. Una vez transcurridos 4 minutos y medio de enfriamiento la camara muestra una lectura de 63.8ºC (figura 46a), en ese momento el termopar ha alcanzado los 61.6 ºC, como se puede ver en la siguiente imagen (figura 47), momento en que se desconecta el circuito de refrigeración y termina el ensayo. Hay que decir que el termopar no tenía una respuesta lo suficientemente rápida para adaptarse a los cambios de temperatura del bloque, por lo que admitimos un error en torno 2-3ºC. Por otra parte en las simulaciones se alcanza una temperatura máxima en ese tiempo de 61.4ºC en la zona central más alejada del circuito de refrigeración, coincidiendo con la lectura en el termopar (figura 46b). 51 Figura 47. Lectura del termopar 61.6 ºC, t = 14 minutos y 10 segundos. Este tiempo de enfriamiento, aunque menor que el de calentamiento sigue siendo demasiado alto para la producción de series, hay que recordar que el circuito de refrigeración se encuentra mucho más alejado de la superficie a calentar y enfriar que las resistencias, las cuales se encuentran muy próximas a dicha superficie, por tanto el volumen de acero que el flujo de calor tiene que atravesar es mayor y en consecuencia el tiempo es bastante elevado, en sistemas actuales de “Heat & Cool” el calentamiento y enfriamiento del molde se efectúa a través de los mismos orificios lo que ofrece ventajas como el ahorro de espacio y la capacidad de acercar los canales de refrigeración a la superficie a enfriar. 52 5.3.-ANÁLISIS TÉRMICOS CON EL SOFTWARE DE SIMULACIÓN “FLUENT”. A partir de la concordancia de resultados experimentales con el modelo realizado mediante técnicas de simulación por ordenador, se procede a valorar, objeto del trabajo aquí presentado, la sensibilidad del utillaje frente a diferentes parámetros de diseño, como podrían ser: - Material del molde o placa. - Caudal de refrigeración. - Distancia de los canales de atemperación/ calentamiento. - Potencia instalada para el calentamiento. En los siguientes apartados se muestran los resultados de las simulaciones efectuadas mediante el programa informático “Fluent”, con el fin de determinar que factores afectan positiva o negativamente a la capacidad de calentar y enfriar del molde, para ello se plantean varios casos. 5.3.1.-CALENTAMIENTO DEL MOLDE DESDE 20-60ºC Y DE 60 ºC HASTA 120 ºC Y ENFRIAMIENTO HASTA VOLVER A LOS 60 ºC CON LAYOUT DE CANALES SIMILAR AL DEL MOLDE EMPLEADO EN EL LABORATORIO SUSTITUYÉNDOLO POR ALUMINIO. Este caso con molde de acero se encuentra representado y comparado con las imágenes experimentales en el apartado 5.2.1. Una vez calculado con acero, se va a analizar el efecto que tiene el sustituir el material constructivo del molde por Aluminio, debido a su mayor conductividad térmica. λ= 202.4 (W/m K) frente al acero de λ= 47 (W/m K), con el fin de comprobar si afecta positiva o negativamente a nuestro modelo. La potencia suministrada al bloque para calentarlo es igual que en el caso del acero 350W por resistencia que hacen un total de 1400W. El molde de acero ha tardado dos minutos en alcanzar una temperatura de 60ºC como ya se ha visto, por lo que le daremos el mismo tiempo de exposición al aluminio con el fin de ver temperaturas máximas y distribución de temperaturas. Imagen simulacion. Aluminio t = 2 minutos. Figura 48. Captura simulación, Aluminio, calentamiento entre 20ºC-60ºC. 53 A los dos minutos de tiempo y con la misma potencia que el molde acero, uno de aluminio alcanzaría una temperatura máxima de 51.6ºC frente a los 59ºC que alcanza el acero (figura 48), debido a la mayor conductividad térmica del aluminio se espera un mejor resultado que con el acero en cuanto a tiempo de respuesta. Seguidamente se continúa calentando el bloque de aluminio durante 7 minutos y 40 segundos, el mismo tiempo que tardó el bloque de acero en alcanzar los 120ºC. a) Imagen simulacion. Aluminio t = 8 minutos 20 segundos. b) Imagen simulacion. Aluminio t =9 minutos 40 segundos. Figura 49. Capturas simulación. Calentamiento entre 60ºC y 120ºC. (Arriba: a) t=8’20’’. (Abajo: b) t=9’40’’. Transcurridos ocho minutos y veinte segundos de simulación el bloque ya ha alcanzado una temperatura en la superficie superior de 119ºC. Esto ocurre 1 minuto y 20 segundos antes que con el acero (figura 49a). Si se continúa calentando el bloque hasta los 9 minutos y 40 segundos, alcanza una temperatura superficial máxima de 133ºC (figura 49b). Como el rango de trabajo de temperaturas que nos interesa es entre 60 y 120ºC, se iniciará el proceso de enfriamiento a partir de la temperatura de 120ºC a los 8 minutos y 20 segundos de tiempo, con el fin de conocer la reducción de tiempo que supone el cambio de material. Otro dato significante es que la temperatura mínima del molde es de 107ºC, recordar que en el molde de acero existía un gradiente de temperaturas de 40ªC frente a los 12ºC de diferencia en el Aluminio, lo que quiere decir que se calienta mucho más uniformemente. 54 Al no disponer de datos experimentales con un molde de aluminio, y como ya se ha comentado antes que introducir en la simulación el flujo de agua supone un aumento en el tiempo de cálculo desorbitado, se ha comprobado la temperatura alcanzada por el bloque para los mismos valores de potencia y tiempo de enfriamiento que en el caso anterior del acero, y el tiempo que tarda en descender hasta los 60ºC. Imagen simulacion. Aluminio t = 11 minutos 30 segundos. Figura 50. Capturas simulación. Enfriamiento entre 120ºC y 60ºC. El bloque de aluminio tarda en alcanzar la temperatura superficial requerida 3 minutos y 10 segundos, frente a los 4 minutos y 30 segundos que tardaba el acero (figura 50). Este caso de enfriamiento no equivaldría a realizar un nuevo ensayo con un molde de aluminio debido a que los valores de potencia empleados en ambos materiales están calculados a partir de datos experimentales con el molde de acero, en cambio, nos sirve para ver que con la misma potencia aplicada tarda 1 minuto y 20 segundos menos en enfriarse que el acero, esto unido a la reducción de tiempo que se consigue en el calentamiento supone una reducción del tiempo total de 2 minutos y 40 segundos. Este problema de cálculo se soluciona en el siguiente caso simplificando la geometría del circuito refrigerante con el fin de posibilitar el cálculo mediante flujo de agua. 55 5.3.2.-SIMPLIFICACIÓN GEOMÉTRICA PARA EL CÁLCULO CON FLUJO DE AGUA Y COMPARATIVA. Debido a la complejidad del diseño de los canales de refrigeración del modelo presentado anteriormente, que impedía el cálculo del enfriamiento por flujo de agua, con la posibilidad de cambiar el fluido refrigerante, caudales etc, se ha optado por hacer una aproximación geométrica del molde más sencilla que permitiera dicho cálculo. Se puede observar en la figura 51. Figura 51. Aproximación geométrica para el cálculo con flujo de agua. La nueva geometría es muy similar a la anterior con la particularidad de que en este caso el circuito de refrigeración consiste en dos conductos rectos que atraviesan por completo el molde, a diferencia del anterior en forma de “U” que daba problemas de cálculo. a) Imagen simulación t = 9 minutos 40 segundos. b) Imagen simulación t = 9 minutos 40 segundos. Figura 52. Capturas simulación. Calentamiento entre 60ºC y 120ºC. Pasados los 9 minutos y 40 segundos de calentamiento el bloque alcanza una temperatura máxima de 115ºC, vemos que el perfil de temperaturas apenas supone variación respecto del modelo anterior, y la temperatura máxima que antes era de 119ºC difiere en 4ºC de la calculada con el modelo aproximado (figura 52). 56 Una vez calentado el molde, se ha simulado el enfriamiento mediante flujo de refrigerante, lo cual evita tener que hacer aproximaciones inexactas en los cálculos para los futuros casos de enfriamiento. En este caso con el fin de reproducir el ensayo realizado en el laboratorio, el líquido refrigerante es agua a temperatura ambiente y el caudal es el medido en el taller de 27 litros/minuto. a) Imagen simulacion. Acero t = 14 minutos 10 segundos. b) Imagen simulacion. Acero t =14 minutos 10 segundos. c) Vectores velocidad. Figura 53. Capturas simulación. Enfriamiento entre 120ºC y 60ºC. Las imágenes anteriores corresponden al estado final después de 4 minutos y medio de circulación del liquido refrigerante, en este instante el bloque tiene una temperatura máxima de 58ºC, y una mínima de 21,2ºC (figura 53a), en la imagen inferior se pueden ver los vectores de velocidad en los circuitos de refrigeración en los que apenas hay variación, entre 25-25.5 m/s (figura 53c). Existe una clara diferencia en la distribución de temperaturas y es que este modelo al no tener otro conducto que atraviese el bloque transversalmente, al igual que si estuviera hecho en forma de “U” como el anterior modelo, no existe una zona fría en torno a la cara trasera sino que el perfil de enfriamiento es uniforme en toda la longitud (figura 53a). Este método de simulación es mucho más exacto que el empleado anteriormente, además de ofrecer la posibilidad de variar gran cantidad de parámetros, por lo que en vista de los buenos resultados será empleado para los casos futuros. 63 5.3.5.-EFECTO DE LA REDUCCIÓN DE LA DISTANCIA ‘L’ ENTRE CANALES Y SUPERFICIE A CALENTAR Se va a comprobar cómo afecta dicha distancia ‘L’ al tiempo de calentamiento de la pieza, una menor separación debería reducir el tiempo necesario para alcanzar la temperatura deseada para ello se han aproximado los canales de calentamiento a 1 diámetro de la superficie a calentar, mientras que antes se encontraba a 1,5 diámetros de la superficie. Se calculará únicamente el calentamiento puesto que el proceso de enfriamiento no debería verse afectado ya que los canales de refrigeración se mantienen en su sitio. Para ello emplearemos la potencia determinada en el caso anterior, que era de 1500 W en cada resistencia para el molde de acero y 2000 W para el molde de aluminio. El objetivo es determinar la reducción de tiempo de calentamiento debida al acercamiento de los canales a la superficie superior. a) Acero. Potencia=1500 W t=22 segundos. b) Aluminio. Potencia=2000 W t=21 segundos. c) Acero. Potencia=1500 W t=30 segundos. d) Aluminio. Potencia=2000 W t=30 segundos. Figura 62. Capturas simulación. L=6 mm (a,b)(Acero izauierda, aluminio derecha). L=9.5 mm (c,d) (Acero izauierda, aluminio derecha). En el caso del molde de acero la reducción de tiempo es de 8 segundos, supone una reducción de tiempo del 26% en este modelo únicamente acercando los canales medio diámetro respecto del caso anterior, la desventaja es que la superficie se calienta menos uniformemente que antes en el caso del acero (figura 62a). Por su parte el molde de aluminio experimenta una reducción de 9 segundos que representa el 30% del tiempo de calentamiento (figura 62b). En este caso no pierde uniformidad en la 64 superficie calentada. La reducción en el tiempo de calentamiento no parece afectar tanto al aluminio debido a su mayor conductividad. El siguiente paso es aumentar el caudal de refrigeración, como el caudal empleado hasta ahora es bastante alto, mantendremos ese caudal pero se aumentará el número de canales de refrigeración para aumentar el caudal total, el objetivo es disminuir el tiempo de enfriamiento. Además se va a reducir el espesor de la placa. En un molde real, se dividiría en dos placas, una que alberga la figura a inyectar y es la que somete al ciclo térmico, objeto de este estudio, y la otra que sirve para soportar los esfuerzos. 5.3.6.-EFECTO DEL AUMENTO DE CANALES DE REFRIGERACIÓN Y DISMINUCIÓN DEL ESPESOR DE PLACA. En el presente apartado se pretende analizar el efecto de la disminución del espesor de la placa sometida al ciclo térmico y de aumentar el número de canales de refrigeración. El espesor de la placa se ha reducido a la mitad con esto se reduce el volumen a calentar y enfriar con el fin de reducir el tiempo de enfriamiento y la potencia requerida, comprobándose en ambos materiales. a) Acero. Potencia=1325 W t=30 segundos. b) Aluminio. Potencia=1240 W t=30 segundos. Figura 63. Calentamiento entre 60ºC y 120ºC con la mitad de espesor. a)acero, b)aluminio. La primera ventaja que presenta la reduccion de espesor es que la potencia necesaria a disminuido de 1500 W a 1325 W en cada resistencia en el molde de acero (figura 63a), puesto que son ocho las resistencias del modelo esto representa un ahorro respecto del modelo anterior de 1400 W. Por su parte en el molde de aluminio la reduccion es mucho mayor, de 2000 W a 1240 W, que representa un ahorro de 6000 W (figura 63b). Si se observa la distribución de temperaturas el acero adquiere una gradiente mayor que el aluminio que se calienta mas uniformemente en todo el volumen como llevamos viendo en los casos anteriores, en ninguno de los dos modelos llega a alcanzar los 120ºC en toda la zona de resistencias, esto podría presentar un problema puesto que en un proceso de inyección los extremos de la figura a inyectar podrían quedar a diferente temperatura que la zona central produciendo contracciónes o diferente acabado superficial (figura 63a y 63b). 65 Figura 64. Enfriamiento entre 120ºC y 60ºC con la mitad de espesor. a)acero, b)aluminio. En cuanto al proceso de enfriamiento existe una notable mejora en el tiempo debido a la reducción del espesor y a la inclusion de dos nuevos canales de refrigeración y por tanto al aumento del caudal total de refrigeración. El tiempo de exposición se reduce a 40 segundos en el caso del acero (figura 64a), este tiempo ya es más adecuado para un proceso de “H&C” , aunque cuanto más se pueda reducir dicho tiempo sin afectar a la calidad de la pieza menor coste de fabricación tendrá. Para el aluminio se obtienen resultados muy buenos con un tiempo de refrigeración de solo 12 segundos (figura 64b). La reducción del volumen sujeto al ciclo térmico supone un ahorro tanto en energía consumida como en tiempo de fabricación y por lo tanto en coste. a) Acero. Enfriamiento t=40 segundos. b) Aluminio. Enfriamiento t=12 segundos. 66 5.4.-ENSAYOS DE RESISTENCIA Y FATIGA. En el presente apartado se realizarán ensayos de resistencia sobre diferentes modelos, en los que variarán las distancias entre centros de canales, el número de canales de atemperamiento, distancia desde los canales hasta la superficie a calentar, condiciones de apoyo de la placa y espesor de la placa. El objetivo de este estudio es comprobar cómo afectan los cambios realizados sobre el modelo en el estudio térmico a la resistencia del molde. 5.4.1.-EFECTO DE LA CONDICIÓN DE APOYO. En primer lugar se ha calculado con el molde apoyado en toda su superficie simulando la placa fija del molde si estuviera montado en la máquina de inyección, y se compara con el molde biapoyado simulando la placa móvil del molde. Estas son las dos condiciones de apoyo que puede presentar la placa de figuras de un molde. El modelo se considera de comportamiento isotrópico elástico lineal, la carga aplicada es de 50 MPa en la superficie donde inyectamos el material, que equivale a las presiones máximas en cavidad para un proceso de inyección en general, el material empleado es acero con las siguientes propiedades: Figura 65. Propiedades mecánicas del acero empleado en las simulaciones. 67 a) Totalmente apoyado. Desplazamientos (μ). b) Biapoyado. Desplazamientos (μ). c) Totalmente apoyado. Tensiones (σ). e) Biapoyado. Tensiones (σ). Figura 66. Totalmente apoyado (a: μ, c: σ). Biapoyado (b: μ, d: σ). Se observa que las tensiones estan por debajo del limite elastico en ambos casos, con un factor de seguridad en torno a FDS = 5 con la placa apoyando toda su superficie (figura 66c) y de FDS = 3.6 con la placa apoyada en los dos extremos (figura 66d), puesto que alcanza mayores tensiones. En el primer caso las mayores tensiones se dan en los canales de calentamiento, que actúan como concentradores de tensiones, mientras que en el segundo caso, existen mayores tensiones en los canales de refrigeración y en los límites de los apoyos inferiores. En cuanto a los desplazamientos tambien son muy pequeños con valores máximos de 0,0125 mm con el molde completamente apoyado (figura 66a) y de 0,0363 mm en el caso biapoyado (figura 66b). Puesto que parece ser el caso mas desfavorable los ensayos siguientes se calcularán con la placa apoyada en dos extremos. 68 5.4.2.-INFLUENCIA DEL CAMBIO DE MATERIAL DEL MOLDE POR ALUMINIO. A continuación se recalcula el mismo caso manteniendo la presión de 50MPa y cambiando el material por aluminio cuyas propiedades mecánicas son: Figura 67. Propiedades mecánicas del aluminio empleado en las simulaciones. Desplazamientos (μ). Desplazamientos (μ). Figura 68. Desplazamientos en molde de aluminio. Biapoyado. Se observa que los desplazamientos aumentan hasta valores máximos en torno a μ=0.1 mm (figura 68), estos valores siguen siendo pequeños, aunque en piezas de mucha precisión o gran acabado superficial podrían no ser admitidos. A continuación veremos que ocurre con las tensiones. Tensiones (σ). Figura 69. Tensiones en molde de aluminio. Biapoyado. 69 Las tensiones alcanzan valores máximos de 269MPa, nuevamente estas tensiones máximas aparecen en los limites de los apoyos inferiores, mientras que los canales presentan tensiones de 130MPa (figura 69), puesto que para el aluminio el límite elástico es de 27,6 MPa , se supera el límite elástico de dicho material, por lo que descartaremos el molde de aluminio para futuros ensayos por su baja resistencia mecánica. 5.4.3.-EFECTO DEL AUMENTO DE CANALES DE ATEMPERAMIENTO Y VARIACIÓN DE LA DISTANCIA ENTRE CENTROS. Una vez descartado el molde de Aluminio por razones de resistencia, se ha modelado una placa de acero de las mismas dimensiones y cargas, aumentando a ocho los canales de calentamiento, con el consiguiente acercamiento entre centros de los mismos, igual que en los ensayos térmicos. El objetivo es comparar los resultados con los obtenidos anteriormente con cuatro canales para ver en que medida afectan a las tensiones y desplazamientos alcanzados en el modelo. a) Desplazamientos (μ) b) Desplazamientos (μ) c) Tensiones (σ) d) Tensiones (σ) Figura 70. μ (a: 4 canaless, b: 8 canales). σ (c: 4 canales, d: 8 canales). Al duplicar los canales de refrigeración se observa que los deplazamientos maximos aumentan ligeramente, de μ= 0.0363 mm a μ= 0.0374 mm (figura 70a y 70b), este aumento es insignificante y como ya se ha comprobado favorece un calentamiento más uniforme como se vió en los análisis térmicos. Por su parte la tension máxima alcanzada se ha reducido en 1 MPa respecto del caso de cuatro canales, se da en la zona inferior concretamente en los límites de los apoyos, aunque aparecen mayores tensiones en los límites de los canales debido al aumento del número de los mismos, cuando antes existían tensiones alrededor de 130 MPa en el nuevo modelo se alcanzan picos de 155 MPa en los alojamientos de las resistencias (figura 70c y 70d). Esto no debe preocupar demasiado ya que el factor de seguridad mínimo encontrado es de FDS = 3.6. 70 5.4.4.-EFECTO DE UNA MENOR DISTANCIA ‘L’ ENTRE CANALES Y SUPERFICIE A CALENTAR. Se ha vuelto calcular el mismo caso pero acercando los canales a la superficie superior que es la que nos interesa calentar, y que como se ha visto en los ensayos térmicos una menor distancia ‘L’ favorece la reducción del tiempo de calentamiento. En los anteriores casos existe una separación de L= 9,5 mm de la superficie superior, ahora se recalculará para L=6 mm y se comprobará su efecto sobre las tensiones y desplazamientos generados en el modelo. a) Desplazamientos (μ). Tensiones (σ). Figura 71. Separación L=6 mm en placa macho. a) μ. b) σ En este caso el desplazamiento máximo encontrado es de μ=0,037 mm (figura 71a), practicamente igual que el anterior, las tensiones máximas aumentan a 180 MPa en los apoyos inferiores, los canales mantienen la tensión de 155 Mpa (figura 71b), estas tensiones siguen siendo admisibles, con coeficientes de seguridad de FDS=3,5. 71 5.4.5.-EFECTO DEL CAMBIO DE LA CAVIDAD DEL MOLDE. Podría presentarse un caso más desfavorable, si la huella de pieza fuera hembra puesto que existiría la posibilidad de acercar al máximo los canales en la zona donde se aplica la presión, cosa que ahora no es posible puesto que la huella es macho y queda por encima de la superficie de cierre. a) Desplazamientos (μ) y b) FDS c) Tensiones (σ) Figura 72. Separación L=6 mm en placa hembra. a) μ. b) FDS c) σ Se ha modificado la geometría de la cavidad siendo ahora hembra, y los canales se mantienen a la misma distancia L= 6 mm a la superficie sometida a presión de 50 Mpa , debido al cambio en la geometría ahora existe un menor espacio entre la superficie a presión y los alojamientos que en el caso de la placa macho, el desplazamiento máximo ha aumentado hasta μ=0,039 mm (figura 72a) y aparecen tensiones máximas de 195 Mpa en los apoyos, los alojamientos de las resistencias alcanzan tensiones de 180 Mpa, además se pueden apreciar zonas de tensión en la superficie de cavidad que provienen de los agujeros y que antes no aparecían debido a la menor separación. (figura 72c). Se obtiene un factor de seguridad mínimo de FDS=3,2 (figura 72b). Por ser el caso mas desfavorable de los planteados hasta ahora se va a realizar una estimación de la vida a fatiga. 72 5.4.6.-CALCULO A FATIGA DEL CASO 5.4.5. Para el cálculo de la vida a fatiga, uno de los métodos aplicables es el de las curvas S-N, a partir de las expresión de Basquin (191017): en la que σar representa la amplitud de la tension para una tensión media nula. Generalmente se representa la amplitud de la tensión frente a los ciclos hasta fatiga, pero el comportamiento a fatiga no solo depende de la amplitud sino tambien de la tensión media. Una forma de relacionar la vida a fatiga para una amplitud determinada a tensión media nula con unos valores de tensión media y amplitud que supongan el mismo número de ciclos de vida resulta util a la hora de realizar los cálculos. Existen varias aproximaciones que relacionan la amplitud de la tensión para una tensión media nula con los mismos ciclos de vida a fatiga de una tension de amplitud σa y una tensión media σm. Aproximación de Goodman Donde σu es la resistencia a tracción del material. Aproximación de Soderberg Donde σy es la tensión de fluencia. Aproximación de Gerber Todas estas expresiones son válidas para piezas sin entallas. Puesto que las cargas que se generan sobre el molde no son demasiado elevadas se va a considerar para el cálculo un acero AISI 1045 [19] . σar= A(Nf)B σa=σar (1σm /σu) σa=σar (1σm /σy) σa=σar (1σm /σu)2 79 c) En algunos casos con cámaras calientes y moldes con temperaturas de trabajo elevadas, se observan tensiones asociadas a solicitaciones térmicas, derivadas de la dilatación de componentes. Una vez analizado el problema estático y de fatiga quedaría por analizar los esfuerzos que pueden aparecer en las placas, alojamientos de cavidades, resistencias, casquillos guía de columnas, expulsores y correderas en caso de haberlas, derivados de la dilatación y contracción de los diferentes metales o materiales al calentarse y enfriarse. d) Realización de un molde prototipo completo con el sistema “Heat&Cool” para su ensayo y prueba no sólo “en vacío” sino en contínuo, observando el efecto de los parámetros de inyección sobre la temperatura (mayor o menor tiempo de enfriamiento, diferentes materiales, diferentes temperaturas de inyección, etc. Este proyecto se ha hecho en colaboración con un estudiante de doctorado y se englobaría dentro de un estudio más ambicioso en el que se pretende fabricar un molde aplicando los conocimientos adquiridos en este proyecto y con el que poder realizar estudios de esta tecnología desde el punto de vista de la pieza de plástico, es decir, como afectan los parámetros involucrados en la calidad de pieza, resistencia etc. 80 AGRADECIMIENTOS. Doy las gracias a Jose María Cozar y a Jose María Marín profesores de esta escuela que me han ayudado en el manejo del software de simulación térmica con el que se han realizado las simulaciones presentadas en este proyecto y a Raúl Sanchez estudiante de doctorado con el que se ha realizado conjuntamente la parte experimental. 81 BIBLIOGRAFÍA [1] “Jornadas de introducción a la tecnología “Heat & cool””. Centro tecnológico ASCAMM. [2] Hofmann Innovation (www.hofmann-innovation.com). [3] Roctool (www.Roctool.com). [4] K. M. Au : K. M. Yu, “A scaffolding architecture for conformal cooling design in rapid plastic injection moulding” .Department of Industrial and Systems Engineering, The Hong Kong Polytechnic University. [5] Farouq Y, Nicolazo C, Sarda A, Deterre R. “Temperature measurements in the depth and at the surface of injected thermoplastic parts”. Measurement 2005;38(1):1–14. [6] Cˇatic´ IJ. “Cavity temperature – an important parameter in the injection molding process”. 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