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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). 

19  

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. 

 

23  

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 

28  

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

29  

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]. 

 

 

 

 

 

 

 

30  

 

 

 

 

 

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. 

51  

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 

53  

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 

54  

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  

55  

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. 

66  

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. 

67  

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. 

68  

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 

69  

 

 

 

 

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 

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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 

78  

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: 

 

 

85  

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. 

86  

 

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]. 

87  

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. 

 

 

 

 

 

88  

  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. 

111  

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 

112  

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.  

113  

 

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. 

114  

 

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.  

115  

 

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. 

 

 

 

 

 

 

 

116  

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 

[1] Randall M. German & Animesh Bose.  “Injection molding of metals and ceramics”. Metal powder industries federation. New Jersey, 1997. 

[2] Frank M. White. “Mecánica de fluidos”. McGraw Hill. España, 2004. 

[3]  Z.Y.  Liu,  N.H.  Loh*,  S.B.  Tor,  K.A.  Khor.  “Characterization  of  powder  injection molding feedstock”, Nanyang Technological University, 1 February 2002 

[4]  ASTM  D3835‐2/  “Standard  Test  Method  for  Determination  of  Properties  of Polymeric Materials by Means of a Capillary Rheometer”, ASTM international  [5]  .  Yimin  Li,  Liujun  Li,  K.A.  Khalil.  “Effect  of  powder  loading  on  metal  injection molding stainless steels”. Central South University, 31 August 2004  [6] Gerd Pötsch & Walter Michael. “Injection molding an introduction. Hanser Gardner publication”, Munich Germany, 2007.  [7] DUAN Bohu, QU Xuanhui, QIN Mingli, and GUO Shib. “Powder injection molding of Fe‐Ni soft magnetic alloys”. University of Science and Technology Beijing, Beijin China, 2006‐06‐2.  [8] R. Supati, N.H. Loh, K.A. Khor, S.B. Tor . “Effect of powder loading on metal injection molding stainless steels”. School of Mechanical and Production Engineering, Nanyang AÍenue, Singapore. 29 November 1999  [10] Lall, Chaman. Soft magnetism:  “Fundamentals  for powder metallurgy and metal injection molding”. Monographs in P/M series. USA. 1992  [11]  Hasan  Oktem  a,  Tuncay  Erzurumlu  b,  Ibrahim Uzman.  “Application  of  Taguchi optimization  technique  in determining plastic injection molding process parameters for a thin‐shell part”. Kocaeli University. Turkey, Kocaeli University  [12]  T.  Barrière,  J.C.  Gelin,  B,  Liu.  “Improving  mould  design  and  and  injection parameters  in  metal  injection  molding  by  accurate  3D  finite  element  simulation”. Southwest jiatong university. China. 2002  [13]  Johanaber  F.  “Injection  molding  machines  a  user´s  guide”.  Hanser  publishers. West Germany. 1979  [14] LI Yi‐min, LIU Xiang‐quan, LUO Feng‐hua, W E Jian‐ling. “Effects of surfactant on properties  of  MIM  feedstock”.  Central  South  University,  Changsha.  China,  30  April 2006  

118  

[15] Belavendram, Nicolo. “Quality by design: Taguchi techniques for industrial experimentation”. Prent 

[16]  C.  Karatas,  A.  Kocer,  H.I.  Ünal  S.  Saritas.  “Rheological  properties  of  feedstocks prepared with steatite powder and polyethylene‐based  thermoplastic binders”. Gazi University. Turkey. 2004  [17]  Songlin  Li,  Baiyun Huang,  Yimin  Li,  Xuanhui  Qu,  Shaojun  Liu,  Jianglian  Fan.  “A new  type  of  binder  for  metal  injection  molding.  Central  South  University  of Technology”. China. 2002  [18]  N.H. Loh a, R.M. German.  “Statistical analysis of  shrinkage variation  for powder injection molding”. Nanyang Technological University. Singapore. 1995.  [19] C. Binet, D.F. Heaney, R. Spina, L. Tricarico. “Experimental and numerical analysis of metal injection molded products”. Research West, University Park.. USA. 2005.  [20]  Taguchi, Genichi.  “Taguchi's quality engineering handbook”.  John Wiley & Sons. N.J. 2005 [21]  DUAN  Bohuu  ,  QU  Xuanhui,  QIN  Mingli  ,  and  GUO  Shibo.  “Powder  injection molding of Fe‐Ni soft magnetic alloys”. University of Science and Technology Beijing. 2003  [22] Rubin Irvine. “Injection molding : theory and practice”. Wiley. New York. 1972  [23]  L.  Liu,  N.H.  Loh,  B.Y.  Tay,  S.B.  Tor,  Y.  Murakoshi,  R.  Maeda.  “Mixing  and characterisation  of  316L  stainless  steel  feedstock  for  micro  powder  injection molding2. Nanyang Technological University. Singapore. 2004  [24]  P.  Thomas‐Vielma,  A.  Cervera,  B.  Levenfeld,  A.  V´arez.  “Production  of  alumina parts  by  powder  injection  molding  with  a  binder  system  based  on  high  density polyethylene”. Universidad Carlos III de Madri. Spain. 2007.  [25] R. Supati, N.H. Loh), K.A. Khor, S.B. Tor. Mixing and characterization of feedstock for powder injection molding. Nanyang Technological UniÍersity. Singapore.2000.   [26] Bof de Oliveira, Ricardo Vinicius. “Moldagem de alumina por injeção: estudo das interações entre os componentes e dos processos de remoção dos polímeros, parafina e  surfactante  em  peças  com  diferentes  geometría”.  Tesis  de  maestría  en  Química. Asesor: Alfredo Tibúrcio Nunes Pires.  Universidade Federal de Santa Catarina. Brasil. 2004  [27] Tien‐Yin Chan, Shun‐Tian Lin. “Injection molding of Fe–Ni–P composite powders prepared  by  electroless  nickel  plating  and  the  magnetic  properties  of  the  sintered alloys”. Far‐East College. Taiwa. 1999  

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[28]  E.S. Thian, N.H. Loh, K.A. Khor, S.B. Tor. “Ti‐6A1‐4V/HA composite feedstock for injection molding”. Nanyang Technological University. Singapore. 2002  [29]  Z.Y.  Liu,  N.H.  Loh,  S.B.  Tor,  K.A.  Khor.  “Characterization  of  powder  injection molding feedstock”. Nanyang Technological University. Singapore. 2002  [30]  Shoemaker,  Jay.  “Moldflow  design  guide  :  a  resource  for  plastics  engineers”. Hanser. Munich. 2006  [31] Baiyun Huang*, Shuquan Liang, Xuanhui Qu. “The rheology of metal injection molding”. The National Key Laboratory for Powder Metallurgy. China. 2003  [34] Manual de la inyectora BOY 15  [35]  William  D.  Drotning,  Oiega,  Peter  E.  Havey.  Thermal  Conductivity  of  Aqueous Foam. Sandia National laboratories. California. 1982  [37]Escobar Jairo. “Extrasao de ligantes e sinterazao de metal duro por plasma”. Tesis doctorado. Universidad federal de Santa Catarina, Brasil. 2002.  Referencias de internet  [32] http://es.wikipedia.org/wiki/Electrov%C3%A1lvula  [33] http://home.wxs.nl/~brink494/drkdb_esp.htm                      

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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 

122  

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 

143  

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: 

144  

 

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: 

145  

 

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. 

147  

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. 

149  

 

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. 

150  

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. 

151  

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) 

152  

 

 

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 

154  

 

 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.

157  

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 

160  

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 

162  

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). 

 

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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.