Optimização de peças de plástico obtidas por injecção · Figura 3.7 - Erro existente no Autodesk Moldflow no cálculo de áreas projetadas. Adaptado de [26]. 18 Figura 3.8

Optimização de peças de plástico obtidas por injecção

Rodrigo Ortins Ferreira

Dissertação para a obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Mecânica

Orientadores: Prof. Jorge Manuel da Conceição Rodrigues

Profª Inês da Fonseca Pestana Ascenso Pires

Júri

Presidente: Prof. Rui Manuel dos Santos Oliveira Baptista

Orientador: Profa Inês da Fonseca Pestana Ascenso Pires

Vogal: Engª Sara Cristina Costa Gomes

Junho 2016

Agradecimentos

Tenho que, em primeiro lugar, agradecer a todos os que permitiram que esta tese se desenrolasse. À

Professora Inês Pires, que me ajudou e orientou de uma forma inestimável no decorrer da dissertação

e sem a qual grande parte deste trabalho não teria sido possível. Ao Professor Jorge Rodrigues que

mesmo com pouco tempo disponível me pôde ajudar quando eu precisei. À João de Deus e Filhos S.A.

por ter possibilitado a existência desta dissertação. Tenho ainda que agradecer à Engenheira Sara

Gomes pela sua orientação e partilha de conhecimentos, bem como por me ter recebido nas instalações

da empresa sempre que necessário.

Em segundo lugar tenho de agradecer a todos os meus colegas de estudo que me acompanharam ao

longo destes anos do curso, e com os quais partilhei inúmeras horas de estudo e que sabem quem

são.

Por fim tenho de agradecer à minha família pelo apoio e preocupação demonstrados ao longo do

processo.

A todos os restantes, que me ajudaram das mais variadas formas, e que por algum motivo não foram

mencionados, agradeço também.

Resumo

Devido à sua versatilidade, maleabilidade e resistência a altas temperaturas, os termoplásticos estão a

ser cada vez mais utilizados em todas as indústrias, incluindo a indústria automóvel.

No presente trabalho, é estudado o processo de moldação por injeção para o fabrico das caixas de

plástico um intercooler considerando três materiais diferentes com reforço de fibras de vidro: PA66+PA6

GF50, PAXT GF50 e PEEK GF30.

O objetivo deste estudo é, para além de compreender o impacto do material no processo de moldação

por injeção, entender como cada variável do processo influencia a qualidade das peças produzidas.

São efetuados dois tipos de análise utilizando o programa Autodesk Moldflow Insight: Análise de

elementos finitos e uma análise de otimização de variáveis denominada de Design of Experiments

(DOE).

A validação dos resultados das análises elementos finitos é obtida com a comparação dos resultados

alcançados com o de peças injetadas sob parâmetros conhecidos.

Palavras-chave: Processo de moldação por injeção, Termoplásticos, Intercooler, Poliamidas, PA6,

PA66, PEEK, Método de elementos finitos, Empenos, Fibra de vidro, Moldflow, Design of Experiments.

Abstract

Due to their versatility, malleability and resistance to high temperatures, thermoplastics are being

increasingly used in all industries, including the automotive industry.

In the present work, the injection molding process to fabricate intercooler plastic tanks is studied,

considering three different materials with glass fiber reinforcement: PA66+PA6 GF50, PAXT GF50 and

PEEK GF30.

The aim of this study is not only to understand the impact and influence of these different materials in

the injection molding process, but also how each variable of the process influences the quality of the

final parts produced.

Two different analysis are addressed: Finite element method using Autodesk Moldflow Insight with real

processing characteristics (for the three materials in study), and Design of Experiments analysis.

The capability of the finite element analysis as well as the Design of Experiment results were proved by

a comparison of the results with real parts produced under known conditions and parameters.

Keywords: Injection molding process, Thermoplastics, Intercooler tanks, Polyamides, PA6, PA66,

PEEK, Finite element method, Warpage, Glass fiber, Moldflow, Design of experiments.

Índice

1 Introdução ........................................................................................................................................ 1

1.1 Motivação ................................................................................................................................ 1

1.2 Estrutura da Dissertação ......................................................................................................... 2

2 Injeção de termoplásticos com reforço de fibra de vidro ................................................................. 3

2.1 Intercooler ................................................................................................................................ 3

2.2 Evolução dos Intercoolers ....................................................................................................... 4

2.3 Processo de moldação por injeção ......................................................................................... 7

2.3.1 Equipamento ........................................................................................................................ 7

2.3.2 Ciclo de Moldação e parâmetros de injeção ....................................................................... 9

3 Caso de estudo .............................................................................................................................. 12

3.1 Introdução .............................................................................................................................. 12

3.2 Simulação numérica .............................................................................................................. 12

3.2.1 Autodesk® Moldflow® Insight ........................................................................................... 12

3.2.2 Modelos ............................................................................................................................. 15

3.2.3 Malha utilizada na análise das caixas do intercooler ........................................................ 15

3.2.4 Área projetada real versus área projetada calculada pelo Moldflow – Implicações no cálculo

da força de fecho ............................................................................................................................ 17

3.2.5 Molde ................................................................................................................................. 18

3.3 Análise da influência do material ........................................................................................... 24

3.3.1 Comparação das características de cada material ........................................................... 24

3.3.2 Metodologia de Análises ................................................................................................... 30

3.4 Considerações em relação aos diferentes materiais ............................................................ 42

3.5 Alterações/requisitos necessários a nível de equipamentos para a injeção dos materiais

PAXT GF50 e PEEK GF30 ................................................................................................................ 43

3.5.1 Previsão dos custos associados à alteração dos equipamentos ...................................... 45

4 Condições atuais de processamento ............................................................................................. 46

4.1 Introdução .............................................................................................................................. 46

4.2 Condições atuais de processamento .................................................................................... 46

4.2.1 Máquina Injetora ................................................................................................................ 46

4.2.2 Variáveis de controlo do processo de injeção ................................................................... 46

4.2.3 Análise de Resultados ....................................................................................................... 48

4.3 Comparação entre resultados experimentais e teóricos ....................................................... 54

4.3.1 Linhas de soldadura .......................................................................................................... 54

4.3.2 Massa dos componentes ................................................................................................... 56

4.3.3 Deflexões ........................................................................................................................... 56

4.4 Análise Design of Experiments (DOE) .................................................................................. 59

4.4.1 Tipos de estudos possíveis ............................................................................................... 59

4.4.2 Vantagens da análise DOE ............................................................................................... 60

4.4.3 Limitações .......................................................................................................................... 61

4.4.4 Variáveis de entrada e critérios de qualidade ................................................................... 61

4.4.5 Análise de resultados ........................................................................................................ 66

5 Conclusões ..................................................................................................................................... 71

5.1 Trabalho futuro ...................................................................................................................... 73

6 Anexos ........................................................................................................................................... 78

6.1 Anexo A – Características do sistema de alimentação ......................................................... 78

6.2 Anexo B – Deflexões resultantes da análise DOE ................................................................ 79

6.3 Anexo C – Estudo da posição do ataque (Gate location) ..................................................... 79

Lista de Tabelas

Tabela 2.1 - Parâmetros em função do ciclo produtivo ......................................................................... 11

Tabela 3.1 - Comparação das áreas projetadas calculadas pelo Moldflow e pelo SolidWorks ........... 18

Tabela 3.2 - Temperaturas de fusão, transição vítrea e de processamento recomendadas para os

diferentes materiais ............................................................................................................................... 25

Tabela 3.3 - Valores da temperatura e da viscosidade de cada material para uma taxa de corte g =1/s

............................................................................................................................................................... 28

Tabela 3.4 - Propriedades mecânicas dos materiais em estudo .......................................................... 29

Tabela 3.5 - Fluidos refrigerantes e respetivas propriedades para cada material ................................ 30

Tabela 3.6 - Dados recomendados pela Molding Window .................................................................... 31

Tabela 3.7 - Pressão no instante V/P para cada um dos materiais para os tempos recomendados pela

molding window ..................................................................................................................................... 32

Tabela 3.8 - Parâmetros utilizados ........................................................................................................ 38

Tabela 3.9 - Custo aproximado dos equipamentos necessários .......................................................... 45

Tabela 4.1 - Características da máquina injetora ENGEL 500 ............................................................. 46

Tabela 4.2 - Variáveis de controlo de processo de injeção utilizados atualmente pela J.Deus ........... 46

Tabela 4.3 - Parâmetros de controlo da fase de enchimento utilizados atualmente pela J.Deus ........ 47

Tabela 4.4 - Parâmetros de controlo da fase de compactação utilizados atualmente pela J.Deus ..... 48

Tabela 4.5 - Comparação da massa total dos componentes injetados na J.Deus com a simulação

numérica utilizando a malha Dual Domain e a malha 3D ..................................................................... 56

Lista de Figuras

Figura 2.1 - Estrutura de um intercooler (adaptado de [3]) ..................................................................... 3

Figura 2.2 - Circuito de aproveitamento de gases de escape a baixa pressão (adaptado de [3]) ......... 4

Figura 2.3 - Curvas tensão-extensão para diferentes concentrações de fibra de vidro a 20˚C e 5.6 x 10-

3s-1. Adaptado de [11] .............................................................................................................................. 6

Figura 2.4 - Influência da temperatura. a) Tensões normalizadas; b) Módulos de elasticidade

normalizados. Adaptado de [11] .............................................................................................................. 6

Figura 2.5 - Esquema de uma máquina injetora. Adaptado de [19] ....................................................... 8

Figura 2.6 - Diferentes fases do ciclo de moldação ................................................................................ 9

Figura 2.7 - Fases da injeção. Adaptado de [21] .................................................................................... 9

Figura 2.8 - Frente de escoamento ao longo do enchimento. Adaptado de [10] .................................. 10

Figura 3.1 - Tipos de elementos disponíveis no Moldflow. Adaptado de [10]. ...................................... 14

Figura 3.2 - Tipos de malhas disponíveis no Moldflow. a) Midplane b)Dual domain c) 3D. Adaptado de

[23]–[25] ................................................................................................................................................. 14

Figura 3.3 - Simplificação da geometria da caixa de entrada, eliminando as pequenas concordâncias e

a rosca da peça no modelo CAD .......................................................................................................... 15

Figura 3.4 - Simplificação da geometria da caixa de saída, eliminando as pequenas concordâncias e a

rosca da peça no modelo CAD ............................................................................................................. 15

Figura 3.5 - Estatísticas das malhas Dual Domain de ambas as caixas. ............................................. 16

Figura 3.6 - Análises de espessura de ambas as caixas. A vermelho as zonas de maior espessura . 17

Figura 3.7 - Erro existente no Autodesk Moldflow no cálculo de áreas projetadas. Adaptado de [26]. 18

Figura 3.8 - Representação esquemática do molde em SolidWorks .................................................... 19

Figura 3.9 - Vista explodida com o conjunto de elementos que definem a cavidade moldante da caixa

de entrada e de saída ............................................................................................................................ 19

Figura 3.10 - Sistema de extração da peça do molde .......................................................................... 20

Figura 3.11 - Modelo numérico dos diferentes circuitos que constituem o sistema de arrefecimento da

caixa de entrada. ................................................................................................................................... 21

Figura 3.12 - Modelo numérico dos diferentes circuitos que constituem o sistema de arrefecimento da

caixa de saída. ...................................................................................................................................... 22

Figura 3.13 - Sistema de Alimentação em SolidWorks ......................................................................... 23

Figura 3.14 - A - Sistema de alimentação das peças; B - Pormenor do canal quente na zona de ataque

............................................................................................................................................................... 23

Figura 3.15 - Classificação do desempenho de termoplásticas em função da temperatura ................ 25

Figura 3.16 - Mapa de Ashby com a tensão em função da temperatura máxima de serviço ............... 26

Figura 3.17 - Viscosidade em função da taxa de corte nos polímeros ................................................. 27

Figura 3.18 - Viscosidade em função da taxa de corte para cada material a diferentes temperaturas 28

Figura 3.19 - Diagramas PVT dos materiais em estudo ....................................................................... 29

Figura 3.20 - Perfil de compactação utilizado nas análises .................................................................. 31

Figura 3.21 - Pressão e caudal em função do tempo obtido com base nos parâmetros recomendados

pela análise molding window ................................................................................................................. 32

Figura 3.22 - Deflexão com todos os efeitos contabilizados para os diferentes materiais com um fator

de escala de 5 com base nos valores da análise Molding Window ...................................................... 32

Figura 3.23 – Pressão no instante V/P para os diferentes materiais para os valores da Molding Window

............................................................................................................................................................... 33

Figura 3.24 - Evolução do enchimento da cavidade, sobreposto com as linhas de soldadura para o

PA66+PA6 ............................................................................................................................................. 33

Figura 3.25 - Força de fecho durante o processo de injeção dos três materiais em estudo com os valores

da Molding Window. .............................................................................................................................. 34

Figura 3.26 - Linhas de soldadura para os diferentes obtidas com base nos resultados da análise

Molding Window .................................................................................................................................... 34

Figura 3.27 - Percentagem de caudal em função da percentagem de volume .................................... 35

Figura 3.28 - Pressão e caudal em função da percentagem de volume .............................................. 35


de escala de 5 para os perfis recomendados ....................................................................................... 36

Figura 3.30 – Linhas de soldadura para os diferentes materiais para os perfis recomendados .......... 37

Figura 3.31 - Força de fecho do processo de injeção para os três materiais em estudo e utilizando os

perfis recomendados ............................................................................................................................. 37

Figura 3.32 - Pressão e caudal de enchimento em função do tempo para parâmetros constantes .... 38

Figura 3.33 – Pressão no instante V/P para os diferentes materiais para parâmetros constantes ...... 39

Figura 3.34 - Linhas de soldadura para os diferentes materiais para parâmetros constantes ............. 39


de escala de 5 para parâmetros constantes ......................................................................................... 40

Figura 3.36 - Força de fecho utilizando valores constantes para o caudal e pressão de compactação

............................................................................................................................................................... 40

Figura 3.37 - Deflexão em função da percentagem da pressão de compactação ............................... 41

Figura 3.38 - Tensões residuais em função da percentagem da pressão de compactação ................ 41

Figura 3.39 – Exemplo de sistemas de aquecimento de moldes: a) controlador com funcionamento à

base de óleo, adaptado de [29]; b) cartridge heater, adaptado de [30]. ............................................... 44

Figura 3.40 - Tapete rolante de malha aberta em Teflon resistente a altas temperaturas. Adaptado de

[32] ......................................................................................................................................................... 45

Figura 4.1 - a) Curso do fuso. Adaptado de [37]; b) Perfil de velocidades ........................................... 47

Figura 4.2 - Perfil de compactação utilizado atualmente na J.Deus ..................................................... 48

Figura 4.3 Pressão em função do tempo à esquerda e Caudal em função do tempo à direita para as

condições atuais de processamento ..................................................................................................... 49

Figura 4.4 - Deflexões da caixa de entrada e de saída com as condições atuais de processamento e

um fator de escala de 5 ......................................................................................................................... 50

Figura 4.5 - Pressão no instante V/P na caixa de entrada e de saída para as condições atuais de

processamento e valve gate a 0.185s ................................................................................................... 51

Figura 4.6 - Linhas de soldadura na caixa de entrada e de saída para as condições atuais de

processamento e valve gate a 0.185s ................................................................................................... 52

Figura 4.7 - Tensões residuais na cavidade para a caixa de entrada e de saída com as condições atuais

de processamento ................................................................................................................................. 53

Figura 4.8 – Distribuição da pressão na zona de injeção com as condições atuais de processamento

............................................................................................................................................................... 53

Figura 4.9 - Comparação das linhas de soldadura da caixa de entrada .............................................. 55

Figura 4.10 - Cotas do modelo em CAD de ambas as peças ............................................................... 57

Figura 4.11 - Paquímetro digital utilizado nas medições dos pés da caixa .......................................... 57

Figura 4.12 - Medições efetuadas na caixa de entrada injetada na J.Deus ......................................... 58

Figura 4.13 - Medições efetuadas na caixa de saída injetada na J.Deus ............................................ 58

Figura 4.14 - Sistema cúbico de faces centradas utilizado na análise de resposta de variáveis. Adaptado

de [38] .................................................................................................................................................... 60

Figura 4.15 - Tipos de estudo DOE do Autodesk Moldflow Insight ...................................................... 62

Figura 4.16 - Variáveis de entrada disponíveis para uma análise cool+fill+pack+warp ....................... 62

Figura 4.17 - Gama de valores atribuídos à velocidade do fuso........................................................... 63

Figura 4.18 - Valores atribuídos à cota de comutação V/P ................................................................... 63

Figura 4.19 - Valores atribuídos à duração da compactação ............................................................... 64

Figura 4.20 - Valores atribuídos à pressão de compactação................................................................ 64

Figura 4.21 - Menu dos critérios de qualidade do Autodesk Moldflow Insight ...................................... 65

Figura 4.22 - Menu de opções do Autodesk Moldflow Insight .............................................................. 65

Figura 4.23 - Influência das variáveis nas deflexões das peças ........................................................... 66

Figura 4.24 – Variáveis otimizadas com a análise DOE ....................................................................... 67

Figura 4.25 - Perfis de velocidade e de compactação otimizados ........................................................ 67

Figura 4.26 - Deflexões com todos os efeitos contabilizandos e utilizando os parâmetros otimizados 68

Figura 4.27 - Influência das variáveis nas tensões residuais na cavidade ........................................... 69

Figura 4.28 - Variáveis otimizadas com a análise DOE para as tensões residuais na cavidade ......... 69

Figura 4.29 – Tensões residuais na cavidade utilizando os parâmetros otimizados ............................ 70

Figura 5.1 - Menu de exportação da malha/geometria de empenos .................................................... 74

1

1 Introdução

O primeiro automóvel surgiu por volta de 1769, associado à invenção do motor a vapor. No entanto, só

no ano de 1886 foi considerado o nascimento do automóvel moderno, com a invenção do alemão Karl

Benz a que foi atribuído o número de patente nº 37435.

Desde então, a evolução dos automóveis tem sido crescente e a uma escala global, não só a nível de

motores e eficiência dos mesmos, como também a nível aerodinâmico e estético. Sendo um mercado

de elevada competitividade, há cada vez mais a necessidade de apostar na produção de componentes

com elevada resistência mecânica, associados a um baixo custos de produção, destacando-se

atualmente os materiais poliméricos com ou sem reforço de fibra.

O mesmo acontece a nível dos permutadores de calor. No que diz respeito aos radiadores, os primeiros

foram produzidos em cobre, sendo posteriormente substituídos pelo alumínio. O problema com os

radiadores de cobre não reside apenas no peso do componente final, mas também no seu custo de

produção e na sua durabilidade, que acaba por ser reduzida devido à corrosão do material, que nestas

condições de utilização é muito significativa. Mais tarde, substituiu-se o alumínio dos tanques dos

radiadores por materiais plásticos e manteve-se os ninhos em alumínio. A mesma evolução tem-se

vindo a notar a nível dos intercoolers. Atualmente procura-se substituir as caixas de alumínio por caixas

de plástico, existindo ainda algumas limitações para casos onde as pressões e temperaturas são mais

elevadas.

É importante ter em conta que os sistemas de recirculação de gases de escape a baixas pressões,

produzem gazes com teor ácido, corrosivos para o alumínio.

1.1 Motivação

A constante evolução dos processos de fabrico, dos materiais e das tecnologias do mundo automóvel,

levam a que seja necessário um processo de investigação e de desenvolvimento contínuos por parte

das empresas que produzem componentes para este ramo, sob pena de perderem a corrida num

mercado tão exigente em termos de padrões, qualidade e preço do produto final como este é.

O baixo custo de produção de caixas de plástico, associado à elevada cadência de produção e baixo

peso, têm levado os materiais poliméricos a substituir as ligas metálicas, utilizadas para a produção de

caixas de intercoolers.

Com a utilização cada vez mais frequente de turbocompressores de maiores potências resultantes da

diminuição de cilindrada dos motores, para reduzir a emissão de gases de escape, torna-se necessário

estudar qual o material polimérico mais adequado para a produção das caixas do intercooler, sendo

que estarão sujeitos temperaturas de serviço e pressão elevadas.

É então neste contexto que surge esta dissertação, na necessidade apresentada pela empresa João

de Deus e Filhos S.A. de estudar três materiais diferentes para a injeção de caixas de intercoolers do

Audi B9 de 200 KW.

2

1.2 Estrutura da Dissertação

Para além deste capítulo introdutório onde é apresentado o enquadramento, a dissertação é composta

por mais 4 capítulos descritos de seguida.

No segundo capitulo, são introduzidos os intercoolers e é feita uma breve descrição da evolução dos

mesmos ao longo do tempo. Este capítulo termina com uma descrição do processo de moldação por

injeção, onde se evidenciam os parâmetros de injeção, bem como os equipamentos envolvidos no

processo.

No terceiro capítulo, é introduzido o software de simulação numérica utilizado para a realização dos

estudos, onde se descrevem as etapas a realizar, tal como os seus principais objetivos. É neste capítulo

que se apresentam as modelações das geometrias a analisar, bem como todos os dados relativos às

malhas utilizadas durante as simulações, e onde são feitos vários estudos para cada um dos materiais

utilizando metodologias diferentes. Por fim, apresentam-se as alterações necessárias em termos de

equipamentos para que seja possível o fabrico das peças com os materiais mais exigentes.

O quarto capítulo corresponde à simulação do processo injeção das caixas do intercooler tendo em

conta as condições de processamento utilizadas na empresa J.Deus e Filhos e S.A. É também neste

capítulo que se comparam os resultados obtidos pelas simulações com os resultados obtidos da injeção

real de peças realizadas na empresa. Finalmente, é realizado um estudo de otimização de parâmetros

utilizando a análise Design of Experiments existente no software Autodesk Moldflow Insight.

Para terminar, no quinto, e ultimo capítulo, apresentam-se as conclusões obtidas ao longo da realização

deste trabalho, bem como propostas para a continuação do desenvolvimento do mesmo futuramente.

3

2 Injeção de termoplásticos com reforço de fibra de vidro

2.1 Intercooler

Um intercooler é um permutador de calor que permite arrefecer o ar antes de este ser admitido no

motor.

A sua utilização é fundamental, uma vez que nos dias que correm as legislações referentes aos

consumos de combustível e emissões CO2 são cada vez mais severas e restritivas. Uma das soluções

para respeitar a legislação é a redução da cilindrada dos motores acompanhados da utilização de

turbocompressores, permitindo um aumento da potência. Com a utilização de turbocompressores,

torna-se essencial a utilização de um permutador de calor que permita reduzir a temperatura do ar

comprimido antes da sua admissão no motor.

O objetivo termodinâmico da utilização de turbocompressores seguidos por um arrefecimento do ar por

intermédio de um intercooler (Figura 2.1) é o de obter um aumento na massa de ar nos cilindros do

motor para a combustão[1]. Esta compressão do ar que se faz sentir no turbo é acompanhada por um

aumento da temperatura[1]. O ar quente é menos denso, e por sua vez contém menos moléculas de

oxigénio por unidade de volume. Isto significa que a utilização de um permutador de calor seguida da

compressão permite aumentar a massa de ar admitida nos cilindros do motor, resultando em mais

binário produzido e menor consumo de combustível. Além disso quanto menor for a temperatura do ar

admitido, menor será a carga térmica do motor melhorando o seu rendimento e evitando o desgaste

precoce[2].

Figura 2.1 - Estrutura de um intercooler (adaptado de [3])

Outra solução que vai de encontro à redução de emissões de gases poluentes para a atmosfera,

nomeadamente de NOx, é a utilização de sistemas de recirculação de gases de escape. Esta

recirculação diminui a temperatura de combustão dentro do cilindro reduzindo a formação de NOx.

Atualmente existem diferentes arquiteturas para estes sistemas em que os gases podem ser

recirculados com ou sem arrefecimento e a baixa ou a alta pressão, como ilustrado na Figura 2.2 [4,5].

Estudos experimentais levados a cabo em 2010 por C. Cuevas et al.[6] sobre a caracterização termo

hidráulica de um intercooler automóvel para uma aplicação de recirculação de gases de escape para

Caixas

4

baixas pressões, concluíram que para os parâmetros estudados as eficácias do intercooler variam entre

0.3 e 0.97.

Figura 2.2 - Circuito de aproveitamento de gases de escape a baixa pressão (adaptado de [3])

Uma vez que o intercooler em serviço está sujeito a pressões e temperaturas elevadas, há a

necessidade de garantir que as propriedades mecânicas do material suportam os gradientes de

temperatura sem comprometer o bom funcionamento do componente. Assim é imprescindível conhecer

condições de funcionamento típicas de um intercooler automóvel que, segundo [7] são:

Temperatura do ar de entrada: 120 – 200 ˚C

Temperatura desejada do ar de saída: 50 – 90 ˚C

Pressão: 1.3 – 4.0 bar

Taxa do fluxo de massa: 0.04 a 0.5 Kg/seg

Taxa de arrefecimento: até 10 m/s

Queda de pressão desejada: não deve exceder os 600 Pa

Resistência química a todos os solventes utilizados na indústria automóvel incluindo sal

Para sistemas de aproveitamento de gases de escape de baixa pressão: resistente a ácidos

amenos

Resistente a ataques biológicos e a fissuras de fadiga

2.2 Evolução dos Intercoolers

Os intercoolers começaram por ser produzidos integralmente em alumínio.

Atualmente, com as atenções viradas para os circuitos de baixa pressão de recirculação de gases de

escape, houve a necessidade de obtenção de intercoolers em materiais resistentes à fadiga em

condições de pressão e temperatura elevadas bem como resistentes à água condensada ácida

proveniente do refluxo destes gases. Como tal começou-se a apostar em intercoolers com as caixas

de entrada e de saída feitas em materiais termoplásticos com reforço de fibra de vidro.

A utilização de permutadores de calor de plástico já é algo que tem vindo a ser utilizado há algum

tempo. Parte do interesse inicial no desenvolvimento de permutadores de calor em materiais

poliméricos foi estimulado pela sua capacidade de utilização em ambientes líquidos e gasosos e a sua

5

resistência à corrosão [8]. Aliado a isto, a utilização de polímeros permite uma redução de peso e de

custos de fabrico que lhes dá uma vantagem em relação aos fabricados a partir de ligas metálicas[8].

Graças à sua versatilidade, maleabilidade, resistência a altas temperaturas e a produtos químicos, os

chamados termoplásticos de engenharia têm vindo cada vez mais a ser utilizados na indústria

automóvel. Dentro destes materiais as poliamidas, são dos termoplásticos mais utilizados nesta

indústria.[9].

Relativamente à utilização de termoplásticos no fabrico de intercoolers, já foi inclusivamente fabricado

por Daly et al um intercooler inteiramente em poliamida para aplicação num motor com

turbocompressor, cujo desempenho/eficiência foi muito semelhante aos produzidos em alumínio [7].

Com a necessidade de se obter termoplásticos com propriedades melhoradas, nomeadamente as

propriedades mecânicas como a tensão de rutura, a tensão de cedência e o módulo de Young, entre

outras, começaram a ser produzidos termoplásticos reforçados com fibras, sendo o reforço de fibra de

vidro o mais utilizado, dado o seu custo ser mais reduzido [10]. Isto permitiu que em diversas aplicações

fossem substituídos os metais por termoplásticos.

As propriedades mecânicas dos termoplásticos são, no entanto, mais sensíveis, comparativamente

com os materiais metálicos, sendo fortemente influenciadas pela taxa de deformação, temperatura e

humidade [11]. Nota-se uma diminuição da tensão de cedência com o aumento da temperatura e com

a diminuição da taxa de deformação.

Já os termoplásticos reforçados, tem como vantagem o aumento da tenacidade à fratura, da tolerância

ao dano e durabilidade relativamente aos tradicionalmente mais utilizados - os de matriz

termoendurecível. A possibilidade de reprocessamento, reciclagem e significativa redução do ciclo de

fabrico são outras das grandes vantagens a salientar relativamente aos termoplásticos sem reforço

[12].

No entanto, apesar da tensão de cedência e do módulo de elasticidade aumentarem com a % de fibra,

tal como ilustrado na Figura 2.3, os novos desafios tecnológicos que derivam dos elevados níveis de

temperatura e de pressão que o processamento exige, associados à viscosidade elevada destes

materiais, tornam-no mais complexo, podendo por vezes influenciar negativamente o aspeto superficial

do componente final.

6

Figura 2.3 - Curvas tensão-extensão para diferentes concentrações de fibra de vidro a 20˚C e 5.6 x 10-3s-1.

Adaptado de [11]

Na Figura 2.4 é possível observar o decréscimo tanto do módulo de elasticidade normalizado como da

tensão de cedência normalizada com o aumento da temperatura e com a diminuição do reforço de fibra

utilizado.

Figura 2.4 - Influência da temperatura. a) Tensões normalizadas; b) Módulos de elasticidade normalizados.

Adaptado de [11]

Outro aspeto a ter em atenção relativamente a estes materiais reside no facto de absorverem

humidade, responsável pela perda de propriedades mecânicas do mesmo. Para tal a secagem dos

grânulos deste material antes do seu processamento é de grande importância [13].

Atualmente termoplásticos reforçados com fibras competem com os metais em diversas aplicações de

engenharia, não só devido ao seu peso reduzido mas também devido à facilidade e custo de fabrico.

7

Contudo é necessário ter em atenção a possibilidade de existência de fissuras ou pequenos defeitos

que poderão estar presentes na fibra ou na matriz ou ter início na interface entre estas [14].

As propriedades mecânicas dos compósitos de matriz polimérica com reforços de fibras resultam não

só da combinação das propriedades da fibra e da matriz, mas também da capacidade de transferência

de esforços na interface fibra/matriz. Os parâmetros de injeção, as temperaturas do molde e o seu

design são também fatores que poderão influenciar as propriedades mecânicas do componente final

[15]

Dada a importância dos compósitos de matriz polimérica nas diversas aplicações da indústria

automóvel e, no caso concreto do presente trabalho, no fabrico de permutadores de calor, irão ser

estudados e comparados três materiais poliméricos com reforço de fibra de vidro que apresentam os

requisitos necessários para fabricar por injeção as caixas de entrada e saída de um intercooler

automóvel.

2.3 Processo de moldação por injeção

Uma vez que para a produção das peças em estudo se utiliza a moldação por injeção, torna-se

essencial o conhecimento deste processo.

O processo de moldação por injeção foi patenteado em 1872 pelos irmãos Hyatt, mas só mais tarde,

após a Segunda Guerra Mundial, sofreu um grande desenvolvimento ao nível do equipamento incitado

pelo surgimento dos materiais termoplásticos. O grande sucesso desta tecnologia deve-se à

possibilidade de elevadas cadências de produção associadas à grande reprodutibilidade, precisão

dimensional e flexibilidade, em termos de geometria e dimensões das peças[16].

A indústria de moldação por injeção é atualmente responsável pela produção de cerca de 32% da

totalidade das peças feitas em materiais plásticos[17]. Assim sendo, e uma vez que a maioria das peças

de termoplásticos de engenharia são fabricadas com recurso a este método torna-se imprescindível o

conhecimento do processo[18].

Dado que as propriedades de uma peça plástica obtida por este método dependem das condições em

que a mesma foi injetada e visto que a forma como o plástico fundido flui no interior do molde é de

importância primordial na determinação das características e qualidade da peça final, torna-se

igualmente necessário conhecer os parâmetros do processo e qual o seu efeito na qualidade da peça

a fabricar.

2.3.1 Equipamento

O sistema principal necessário à implementação deste processo é constituído por dois equipamentos:

a máquina de injeção e o molde da peça que se pretende fabricar. Naturalmente existem associados a

estes dois equipamentos uma série de outros igualmente importantes como os dispositivos para o

transporte e alimentação de matéria-prima, os sistemas de alimentação e os sistemas de controlo de

temperatura dos fluidos de refrigeração e do molde. Eventualmente e dependendo do tamanho da série

8

a produzir poderá ser necessário a utilização de tapetes transportadores e de robôs/manipuladores

para o manuseamento das peças produzidas, sobretudo as mais delicadas com temperaturas de

extração elevadas, cuja queda por ação da força gravítica diretamente no tapete poderá ter um impacto

negativo no seu desempenho futuro.

2.3.1.1 Máquina injetora

Tipicamente uma máquina de injeção é constituída por quatro unidades, sendo elas[16]:

Unidade de potência – responsável por fornecer energia a todos os atuadores da máquina.

Unidade de injeção – responsável pela injeção e compactação do fundido, promovendo o

transporte, aquecimento, fusão e homogeneização do material desde a tremonha até ao bico

de injeção.

Unidade de fecho – quantificada pela força de fecho, esta unidade assegura que o molde se

mantém fechado durante as fases de injeção e compactação.

Unidade de comando – interface que monitoriza e controla as diversas variáveis processo,

permitindo a interação do operador na manipulação de parâmetros.

Figura 2.5 - Esquema de uma máquina injetora. Adaptado de [19]

2.3.1.2 Molde

Um molde de injeção define-se como um conjunto de sistemas funcionais, que incluem a zona

moldante, e os sistemas de centragem e guiamento, alimentação, escape de gases, controlo de

temperatura e de extração, devendo ser capaz de produzir peças num tempo de ciclo o mais curto

possível sem comprometer a qualidade das mesmas. Além disso a reprodutibilidade dimensional das

peças deve ser assegurada de ciclo para ciclo, pelo que o material do molde deve ser adequado tanto

ao tamanho das séries a produzir como às exigências do material a utilizar (temperaturas de fundido),

exigindo o mínimo de manutenção possível durante o tempo de serviço [20].

Zona moldante – espaço definido pela conjugação da cavidade e da bucha, responsável pela

forma das peças a produzir.

9

Sistema de centragem e guiamento – permite a montagem do molde na máquina bem como

o ajuste das partes do molde garantindo a reprodutibilidade dimensional das peças.

Sistema de alimentação – permite a passagem do polímero fundido desde o cilindro da

máquina de injeção até às zonas moldantes.

Sistema de escape de gases – permite o escoamento de ar existente nas cavidades

moldantes aquando da injeção do polímero.

Sistema de controlo de temperatura – contribui para o arrefecimento do molde e das peças

a produzir.

Sistema de extração – Permite a extração das peças no final da injeção e após as peças

atingirem a temperatura de extração.

2.3.2 Ciclo de Moldação e parâmetros de injeção

O ciclo de moldação diz respeito às diferentes etapas que se verificam no processo de injeção entre a

produção de duas peças consecutivas, encontrando-se as diferentes fases ilustradas na Figura 2.6.

Figura 2.6 - Diferentes fases do ciclo de moldação

Figura 2.7 - Fases da injeção. Adaptado de [21]

2.3.2.1 Enchimento

Esta fase inicia-se com o avanço do fuso obrigando o material fundido a passar pelos canais de

alimentação em direção à cavidade do molde. Ao entrar em contacto com a cavidade forma-se uma

10

pequena frente de escoamento de plástico fundido, que ao entrar em contacto com as paredes do

molde tende a solidificar uma vez que a sua temperatura é inferior à temperatura do fundido. Deste

modo, a camada de plástico em contacto com a parede do molde solidifica enquanto o núcleo continua

fundido. À medida que o material vai sendo injetado, vai obrigando este núcleo a fluir ao longo do molde

obrigando a que frente de escoamento se mova, como ilustrado na Figura 2.8.

Figura 2.8 - Frente de escoamento ao longo do enchimento. Adaptado de [10]

2.3.2.2 Compactação

Esta fase tem início normalmente quando o volume de material injetado se encontra perto dos 95% do

volume total a injetar, sendo marcada por uma mudança do regime de funcionamento do equipamento,

que passa de uma fase de controlo dinâmica (velocidade de injeção), para uma fase de controlo de

pressão. É com a compactação que se reduzem os efeitos de contração do material devido ao

arrefecimento, conseguindo-se melhores resultados no que diz respeito aos empenos. No entanto,

pressões de compactação excessivas podem provocar danos na peça, nomeadamente o

desenvolvimento de tensões internas. Esta fase termina logo que os ataques/entrada de material nas

cavidades moldantes, ou a própria peça estejam suficientemente arrefecidas para inibir o fluxo de

material [16].

2.3.2.3 Arrefecimento

Fase do ciclo que se caracteriza pela troca de calor transportado pelo material. Depende sobretudo da

espessura da moldação, do projeto do molde, do líquido refrigerante, bem como da sua temperatura e

da temperatura do fundido. Esta é fase que consome mais tempo num ciclo de moldação, uma vez que

se inicia com o enchimento e só termina quando a peça atinge uma temperatura que permita a sua

desmoldação sem distorção. O arrefecimento é então responsável pela redução das tensões internas

criadas pela compactação, levando, no entanto, a aumentos significativos do tempo de ciclo.

2.3.2.4 Principais parâmetros tidos em consideração

São inúmeros os parâmetros existentes para cada uma das etapas do ciclo produtivo de um processo

de moldação por injeção que influenciam as condições sob o qual se dá a produção da peça. É, no

entanto, necessário ter em consideração que muitas vezes é impossível uma otimização de todos eles,

sendo necessário encontrar compromissos que garantam as características desejadas à peça sem

comprometer a viabilidade económica do produto.

Sendo assim no esquema abaixo encontram-se representados os parâmetros em função das fases do

ciclo produtivo aos quais foram dados maior atenção no âmbito desta dissertação.

Plástico fundido

Camada sólida

Transferência de calor

11

Tabela 2.1 - Parâmetros em função do ciclo produtivo

Enchimento

•Ponto de injeção

•Temperatura do fundido

•Tempo de injeção/ caudal

•Perfis de velocidade de injeção

Compactação

•Pressão de compactação

•Tempo de compactação

• Instante (%) do início da fase de compactação

Arrefecimento

• Líquido refrigerante

•Tempo de arrefecimento

•Temperatura do fluido refrigerante

•Temperatura do molde

12

3 Caso de estudo

3.1 Introdução

O presente capítulo encontra-se dividido em várias secções, começando por se focar na simulação

numérica do processo de moldação por injeção, onde é introduzido o software utilizado e onde é

descrito a sequência das etapas bem como os seus principais objetivos.

É também nesta secção que são introduzidas as modelações numéricas de ambas as caixas,

comtemplando as simplificações efetuadas na geometria, os circuitos de arrefecimento e de

alimentação e as duas cavidades moldantes existentes no molde.

Posteriormente é feita uma análise entre os diferentes materiais utilizando diferentes parâmetros de

injeção.

O capítulo termina com as alterações necessárias a efetuar a nível de equipamento para que seja

possível o fabrico das peças recorrendo ao processo de moldação por injeção com os diferentes

materiais.

3.2 Simulação numérica

Atualmente constata-se que um dos grandes entraves das empresas da indústria de moldação por

injeção provém da falta de sistematização e otimização, tanto a nível das ferramentas como da

definição das variáveis de controlo de todo o processo de injeção. Como tal tem-se vindo cada vez

mais a utilizar as tecnologias de engenharia assistida por computador (CAE), que permitem ao

engenheiro lidar com todos os aspetos do processo de injeção, possibilitando um aumento da

produtividade e da qualidade do produto.

A análise CAE oferece uma visão muito útil ao projeto tanto das peças, como dos moldes, e do próprio

processamento, anteriormente só conseguidas através de métodos de tentativa e erro, baseados em

prototipagem e ensaios de injeção, estando muito dependentes da experiência e intuição dos

engenheiros. Mesmo com moldes bem instrumentados, muitos dados de projeto como a distribuição

espacial das pressões, temperaturas e velocidades eram muito difíceis de obter[10].

A utilização deste tipo de tecnologias possibilita a iteração e avaliação de designs alternativos, bem

como materiais concorrentes ajudando a economizar tempo, dinheiro e matéria-prima, reduzindo

também a taxa de rejeição com as melhorias conseguidas na qualidade do produto.

Uma vez que o principal objetivo deste trabalho se centra no estudo do processo de injeção das caixas

de um intercooler utilizando diferentes materiais, e, tratando-se de uma geometria complexa, houve a

necessidade de se recorrer à simulação numérica do processo de fabrico, tendo-se recorrido ao

programa Autodesk® Moldflow® Insight 2013.

3.2.1 Autodesk® Moldflow® Insight

O Moldflow é um programa de simulação que proporciona ferramentas para o projeto de moldes de

injeção e de peças de plástico, bem como para o próprio processamento. O programa utiliza o método

13

dos elementos finitos para prever o fluxo do plástico fundido no interior do molde. É possível alterar e

manipular diversos parâmetros (por exemplo: alterar localização e número de ataques, caudal de

injeção, pressões de compactação, etc.) e analisar a forma como estes afetam a viabilidade de fabrico

[22]. Deste modo e antes de uma tomada de decisão o engenheiro poderá testar e avaliar um conjunto

de parâmetros e cenários possíveis de modo a otimizar não só a peça, como o molde e os parâmetros

de injeção envolvidos no processo.

3.2.1.1 Sequência das análises

Uma vez importado o modelo CAD para o Moldflow, o primeiro passo é escolher a malha de elementos

finitos que melhor se adequa à peça em questão garantindo que todos os erros são corrigidos e que a

mesma respeita as condições mínimas exigidas para reproduzir com fidelidade o processo de injeção.

Seguidamente e após a seleção do material a injetar há que determinar a posição dos ataques na peça

e posteriormente definir a geometria dos canais de alimentação.

Com a posição dos ataques definida e os canais de alimentação representados, utiliza-se a análise de

Janela de Moldação para se determinar as condições preliminares de processamento: o tempo de

injeção e a temperatura do molde e do fundido. É também nesta fase que se definem as características

da máquina de injeção a utilizar no processo.

Com o enchimento otimizado, o próximo passo diz respeito à modelação do sistema de arrefecimento,

devendo este ser concebido com o objetivo de extrair de forma uniforme o calor da peça a produzir.

Para além de melhorar a qualidade da peça final, um sistema de arrefecimento bem projetado permite

a redução dos tempos de ciclo.

Apesar de o enchimento e a compactação estarem muito relacionados, a compactação só deverá ser

otimizada após a análise de arrefecimento. Isto deve-se ao facto de a compactação ser dominada por

fenómenos de transferência de calor, enquanto o enchimento é dominado pelo fluxo do fluido. O facto

da análise de arrefecimento retratar a extração de calor da peça, é a razão para a otimização da

compactação só se efetuar após o arrefecimento[10].

O passo final é determinar a deformação da peça. Quando a peça é devidamente analisada nas etapas

anteriores, a análise de empeno é apenas uma confirmação de que a peça e o processo foram

devidamente otimizados[10].

É, no entanto necessário referir que tal como em todos os procedimentos de conceção, estas fases são

baseadas no processamento ideal. Na prática, poderá ser necessário adotar compromissos entre

determinados parâmetros.

3.2.1.2 Tipos de malhas disponíveis

O Moldflow permite a utilização de três tipos de malhas para a execução das análises: Midplane, Dual

Doamin e 3D, sendo que cada uma delas utiliza uma combinação de elementos que dividem a

geometria da peça em domínios mais pequenos. Os elementos existentes no software encontram-se

ilustrados na Figura 3.1.

14

Figura 3.1 - Tipos de elementos disponíveis no Moldflow. Adaptado de [10].

Beam – elemento composto por dois nós utilizado na representação de canais de alimentação

e sistemas de refrigeração.

Elemento triangular – composto por três nós e utilizado para na representação das peças.

Elemento tetraédrico – composto por quatro nós podendo ser utilizado na representação de

peças, sistemas de alimentação, etc.

Figura 3.2 - Tipos de malhas disponíveis no Moldflow. a) Midplane b)Dual domain c) 3D. Adaptado de [23]–

[25]

Midplane – Malha bidimensional composta por elementos triangulares representando a

superfície média da peça, obrigando à construção de um modelo da superfície média da

mesma. É adequada para modelos com paredes finas ao longo de toda a geometria.

Dual Domain – Malha desenvolvida pelo Moldflow, composta por elementos bidimensionais

que cobrem toda a superfície do modelo. Há a necessidade de garantir uma correspondência

entre os elementos situados de cada um dos lados da superfície da peça de modo a garantir

resultados fiáveis. É adequada para modelos com pequenas variações de espessura e de

geometria não muito complexa.

3D – Malha tridimensional composta por elementos tetraédricos de quatro nós, definindo a

espessura da peça por camadas. Permite simular o escoamento do fundido no interior da

cavidade. É adequada para modelos complexos e com grandes variações de espessura. No

entanto tem a desvantagem de ser extremamente pesada do ponto de vista computacional.

15

3.2.2 Modelos

Na Figura 3.3 e na Figura 3.4 encontram-se representadas as caixas de entrada e de saída, em que

do lado esquerdo é possível observar a geometria real das peças e à direita a geometria das peças

simplificadas. Esta simplificação a nível dos pequenos raios de curvatura e das roscas existentes nas

peças é necessária para melhorar a qualidade da malha gerada no Moldflow, uma vez que se concluiu

que a fraca correspondência da malha se devia maioritariamente à existência de cantos com pequenos

raios de curvatura (na ordem de 1 a 2 milímetros) bem como à existência da rosca no topo de ambas

as peças. Sendo assim utilizou-se o modelo em CAD para eliminação quer dos raios de curvatura como

da rosca existentes nas peças.

Para além disto, a zona da rosca não é considerada uma zona muito crítica, dada a flexibilidade das

mangueiras que montarão no tubo.

Figura 3.3 - Simplificação da geometria da caixa de entrada, eliminando as pequenas

concordâncias e a rosca da peça no modelo CAD

Figura 3.4 - Simplificação da geometria da caixa de saída, eliminando as pequenas concordâncias

e a rosca da peça no modelo CAD

3.2.3 Malha utilizada na análise das caixas do intercooler

Para o estudo do processo de injeção das caixas do intercooler, optou-se por simular o modelo

utilizando a malha Dual Domain, uma vez que apesar da geometria da peça ser complexa, esta malha

16

permite a análise de certos resultados que a malha 3D não disponibiliza. Apesar de neste capítulo não

se ter utilizado a malha 3D, é de esperar que haja alguma discrepância entre os resultados obtidos

consoante a malha utilizada, uma vez que os solvers e as suposições variam de acordo com a malha

utilizada. Tal como referido anteriormente, peças com variações de espessura são melhor

representadas com a malha 3D, pelo que no Capítulo 4 será feita uma comparação de resultados entre

as duas malhas em questão.

3.2.3.1 Características da malha utilizada

Quando se atribui uma malha a um determinado componente num programa de elementos finitos, é

necessário garantir que a mesma se adequa à peça em questão e não apresenta erros que possam

interferir com a qualidade dos resultados das simulações a efetuar.

No caso da malha Dual Domain, há certas condições que são necessárias garantir para que as

simulações sejam fiáveis. É o caso das percentagens de correspondência entre os elementos de ambos

os lados da malha, não devendo este valor estar abaixo dos 85%. Outro requisito diz respeito à razão

de aspeto máxima existente entre os elementos, não devendo ser superior a 6, uma vez que poderá

influenciar os resultados ou ter efeitos no tempo de execução do programa. Elementos não orientados,

com intersecções ou com lados livres têm de ser corrigidos, uma vez que poderão dar erros ou alterar

os resultados durante a simulação.

Na Figura 3.5 encontram-se representadas as estatísticas da malha de ambas as peças após a

simplificação da geometria e após correção da malha utilizando as ferramentas disponíveis no

Moldflow.

É importante referir que a percentagem de correspondência da malha da caixa de saída se encontra

ligeiramente abaixo do valor recomendado (85%), não sendo muito relevante por a diferença ser muito

reduzida.

Figura 3.5 - Estatísticas das malhas Dual Domain de ambas as caixas.

17

Tal como referido anteriormente, uma das limitações desta malha é não conseguir retratar com

veracidade as variações de espessura do componente. Isto deve-se ao algoritmo que se encontra na

base do programa determinar a espessura com base na distância entre elementos com

correspondência, não sendo eficaz nos elementos sem correspondência, ou seja, em planos inclinados

ou em zonas com curvaturas.

Assim, para facilitar e ajudar a compreender certos valores da análise de resultados é importante

conhecer as zonas pontuais das peças que apresentam uma espessura ou muito elevada ou muito

reduzida, uma vez que poderão ser a razão do aparecimento de valores disparos (pontuais) nas

análises efetuadas.

A análise de espessura de ambas as peças encontra-se representada na Figura 3.6.

Figura 3.6 - Análises de espessura de ambas as caixas. A vermelho as zonas de maior espessura

3.2.4 Área projetada real versus área projetada calculada pelo Moldflow –

Implicações no cálculo da força de fecho

Quanto às forças de fecho aplicada no eixo Z durante o processo de injeção, devido a lacunas

existentes no algoritmo do Autodesk Moldflow no cálculo da área projetada no eixo XY para peças com

várias secções, há a necessidade de calcular a área projetada real das peças recorrendo a outros

métodos. O Moldflow considera que a área projetada é a soma das áreas de todas as secções, sendo

necessário efetuar-se uma correção manual no programa de modo a obter valores fidedignos da força

de fecho.

18

Figura 3.7 - Erro existente no Autodesk Moldflow no cálculo de áreas projetadas. Adaptado de [26].

No caso em questão recorreu-se ao SolidWorks para calcular esta área, estando os valores

apresentados na Tabela 3.1

Tabela 3.1 - Comparação das áreas projetadas calculadas pelo Moldflow e pelo SolidWorks

Áreas Projetadas Moldflow SolidWorks Razão

Caixa de Entrada 281.71 [cm2] 142.36 [cm2] 1.98

Caixa de Saída 263.6 [cm2] 133.3 [cm2] 1.98

Uma vez que as áreas dadas pelo Moldflow são quase o dobro das calculadas utilizando o SolidWorks,

e uma vez que:

𝐹 = 𝑃 × 𝐴𝑝

(1)

Em que:

F – Força de fecho

P – Pressão

Ap – Área projetada

Significa que a força de fecho calculada pelo Moldflow caso não se corrigisse a área projetada, seria

aproximadamente duas vezes o valor da força real.

3.2.5 Molde

A produção das peças (caixa de entrada e caixa de saída) é feita em simultâneo com a utilização de

um molde de dupla cavidade, sendo que a cavidade moldante da caixa de entrada é constituída por 7

elementos móveis enquanto a da caixa de saída é constituída por 4.

O molde é alimentado por um carburador com um sistema de valve gates. Estas válvulas são utilizadas

para que o enchimento entre as duas peças seja feito de forma equilibrada uma vez que estas

apresentam volumes diferentes. Assim garante-se que o enchimento e a respetiva compactação se dão

19

em condições semelhantes em ambas as cavidades, o que permite melhorar os acabamentos

superficiais das peças em questão.

Na Figura 3.8 é possível observar a estrutura do molde bem como os seus principais componentes,

incluindo os canais quentes, os canais de refrigeração e as cavidades moldantes.

Figura 3.8 - Representação esquemática do molde em SolidWorks

Para além dos elementos móveis, e devido à complexidade das peças a produzir, há também a

necessidade de incluir postiços no molde de forma a garantir a reprodução de todos os detalhes na

peça final. Na Figura 3.9 é possível observar os vários elementos presentes em cada uma das

cavidades moldantes.

Figura 3.9 - Vista explodida com o conjunto de elementos que definem a cavidade moldante da

caixa de entrada e de saída

20

A extração das peças das respetivas cavidades moldantes é feita através de 3 pinos que se encontram

situados na bucha como se pode observar na Figura 3.10. Estes pinos são atuados aquando da

abertura do molde forçando a peça a sair.

Figura 3.10 - Sistema de extração da peça do molde

3.2.5.1 Sistemas de arrefecimento

Para a reprodução do processo de injeção é fundamental modelar o sistema de arrefecimento, tendo-

se recorrido ao SolidWorks para analisar e identificar os componentes constituintes do circuito de

refrigeração, bem como a sua geometria e localização. Posteriormente procedeu-se à sua

implementação no software Autodesk Moldflow.

O circuito do sistema de arrefecimento utilizado no molde tem uma arquitetura que cobre grande parte

tanto da superfície exterior como interior das peças.

Os canais de arrefecimento encontram-se representados a azul e possuem um diâmetro de 11mm

enquanto as cascatas se encontram representadas a amarelo e possuem um diâmetro de 16mm.

Na Figura 3.11 e na Figura 3.12 encontram-se ilustrados os sistemas de arrefecimento da caixa de

entrada e de saída respetivamente.

21

Figura 3.11 - Modelo numérico dos diferentes circuitos que constituem o sistema de arrefecimento

da caixa de entrada.

22

Figura 3.12 - Modelo numérico dos diferentes circuitos que constituem o sistema de arrefecimento

da caixa de saída.

23

3.2.5.2 Sistemas de alimentação

O sistema de alimentação utilizado para a produção das caixas do intercooler em questão, é um sistema

de canais quentes internamente aquecidos. Este sistema utiliza o efeito isolante do fundido de plástico

para reduzir a perda de transferência de calor para o resto do molde. Tal como nos outros sistemas de

alimentação quentes o polímero permanece fundido no interior dos canais, evitando a solidificação do

material no ataque como acontece nos canais dos sistemas de alimentação frios.

Na Figura 3.13 está representado o sistema de alimentação obtido com base num programa de

modelação 3D (SolidWorks), a partir do qual foi feito um levantamento das dimensões e das geometrias

do sistema para a sua modelação no Moldflow. Desta forma conseguiu-se reproduzir o sistema de

alimentação utilizado na empresa J.Deus que se encontra ilustrado Figura 3.14. No Anexo A é possível

observar a informação referente ao sistema utilizado.

Figura 3.13 - Sistema de Alimentação em SolidWorks

Figura 3.14 - A - Sistema de alimentação das peças; B - Pormenor do canal quente na zona de ataque

24

3.3 Análise da influência do material

Com o objetivo de comparar os diferentes materiais, duas poliamidas e um PEEK, optou-se por simular

o processo de injeção utilizando apenas a caixa de entrada, apesar do molde produzir em cada ciclo

de fabrico as duas caixas em simultâneo. Esta opção deveu-se ao facto dos tempos e recursos

computacionais serem inferiores com a simulação de apenas uma das caixas e por ser suficiente nesta

fase para a análise e comparação dos resultados.

Para comparar os materiais em questão com a maior fieldade possível, e sendo um dos objetivos desta

dissertação analisar a influência destes materiais, quer nos parâmetros de processamento, quer na

qualidade da peça final, procedeu-se ao levantamento das principais características que afetam

diretamente o processo.

Posteriormente foram realizadas para cada material várias análises utilizando diferentes condições de

injeção.

3.3.1 Comparação das características de cada material

Esta secção começa por identificar os diferentes materiais que foram sujeitos a análise, passando por

uma comparação das principais características dos mesmos.

Tal como referido anteriormente, existem atualmente no mercado diferentes termoplásticos reforçados

com fibras com características interessantes, que os tornam candidatos ao fabrico de caixas de

intercoolers.

Os três materiais estudados foram:

PA66+PA6 GF50 – Este material é composto por poliamida 6 (PA6) e poliamida 66 (PA66)

reforçadas com 50% de fibra de vidro e termo estabilizadas. A poliamida 6 tal como a poliamida

66 apresentam boa resistência mecânica, elevada resistência ao impacto, boas características

de amortecimento e elevada resistência ao desgaste, embora quando comparadas a poliamida

66 apresente melhores características do que a poliamida 6, nomeadamente uma maior rigidez

e tensão de cedência.

PEEK GF30 – é um polímero termoplástico semi-cristalino constituído por poliéter éter cetona

reforçado com 30% de fibra de vidro, em que PEEK é a abreviatura de Polyether Ether Ketone.

O PEEK é um polímero muito resistente à degradação térmica, ou seja, a sua resistência

mecânica e química mantêm-se inalteradas mesmo a temperaturas elevadas.

PAXT GF50 – Esta poliamida com 50% de reforço de fibra de vidro apresenta boas

propriedades mecânicas mesmo a elevadas temperaturas, é resistente ao calor mesmo para

exposições de longa duração, mantendo a estabilidade dimensional.

Da classificação hierárquica relativa ao desempenho dos termoplásticos em função da temperatura,

representada na Figura 3.15, é possível verificar que o PEEK se encontra no topo da pirâmide no que

diz respeito aos materiais semi-cristalinos. Apesar do PAXT não estar presente nesta pirâmide, sabe-

25

se que este se encontra perto do patamar da PA6 e PA66. Não sendo visível nesta figura, o custo dos

materiais é dependente do desempenho dos mesmos, sendo o preço do PEEK substancialmente mais

elevado que o do PA6 e do PA66.

Figura 3.15 - Classificação do desempenho de termoplásticas em função da temperatura

3.3.1.1 Temperaturas

É fundamental analisar a temperatura de fusão e a temperatura de transição vítrea dos materiais em

estudo, uma vez que estas duas temperaturas são pontos de referência fundamentais pois estão

diretamente relacionadas com a força de ligação dos sólidos [27] e influenciam as condições de

processamento e de extração das peças.

Estas temperaturas podem ser consultadas na Tabela 3.2, bem como as temperaturas de

processamento recomendadas para os diferentes materiais.

Tabela 3.2 - Temperaturas de fusão, transição vítrea e de processamento recomendadas para os diferentes materiais

Material PA66+PA6 GF50 PEEK PAXT

Temperatura de fusão 260 °C 343 °C 300 °C

Temperatura de transição vítrea

N.D. 143 °C 125 °C

Temperatura do molde 50 °C 176 °C 125 °C

80 °C 205 °C 140 °C

Temperatura do fundido 280 °C 370 °C 305 °C

305 °C 400 °C 320 °C

Temperatura de extração 204 °C 285 °C 267 °C

Uma vez que as peças em estudo se encontram em utilização apenas para temperaturas elevadas,

seria igualmente importante conhecer a temperatura máxima de serviço. Esta revela-nos a temperatura

máxima a que um dado material pode ser submetido continuamente sem que ocorra: oxidação,

transformações químicas ou distorções que prejudiquem o seu funcionamento.[27]

Dado que materiais com pontos de fusão e temperaturas de processamento mais elevadas, apresentam

normalmente maiores temperaturas de serviço, prevê-se, com base na Tabela 3.2, que o material cuja

26

temperatura de serviço é a mais elevada seja o PEEK, seguido pelo PAXT sendo o PA66+PA6 o

material que suportará as menores temperaturas durante um período contínuo, sem afetar a qualidade

e o desempenho das peças.

Recorreu-se a diagramas de Ashby para se confirmar as previsões anteriores, embora os diagramas

consultados não possuíssem os polímeros com reforço de fibra de vidro.

Figura 3.16 - Mapa de Ashby com a tensão em função da temperatura máxima de serviço

Da análise da Figura 3.16 é possível verificar que a temperatura máxima de serviço do PEEK é superior

à temperatura de serviço das poliamidas (nylons).

Embora não tenha sido considerado no diagrama, o reforço de fibra de vidro oferece resistência e

rigidez, especialmente quando se aumenta a temperatura para além da temperatura de transição vítrea

do polímero, onde a região amorfa se torna mais dúctil [28].

3.3.1.2 Viscosidades

A viscosidade é a resistência que o material apresenta ao escoamento. Todos os plásticos são não-

newtonianos, isto significa que a sua viscosidade varia com a taxa de distorção. Verifica-se que com o

aumento da taxa de corte, há uma diminuição da viscosidade, ou seja, o material torna-se mais fluido.

Isto deve-se às moléculas do polímero começarem a desembaraçar-se umas das outras e começarem

a alinhar-se na direção do fluxo com o aumento da taxa de corte.

27

Figura 3.17 - Viscosidade em função da taxa de corte nos polímeros

A viscosidade, h, pode ser expressa como a razão entre a tensão de corte, t, e a taxa de corte, �̇�,

conforme se apresenta na equação (2)

𝜂 =𝜏

�̇�

(2)

Tal como a lei de Hooke, esta também é uma equação linear, em que o módulo de elasticidade, E, foi

substituído pela viscosidade e a deformação, ε, pela taxa de corte [27]

A taxa de corte, �̇�, define-se de acordo com a equação (3).

�̇� =

𝑉

ℎ

(3)

Em que:

V é a velocidade;

h é a espessura.

Tal como já foi referido, os parâmetros de injeção dependem das características do material a injetar,

nomeadamente da viscosidade que combinada com outros fatores influenciam a pressão de injeção.

Esta relação baseia-se na Lei de Hagen Poiseuille e encontra-se representada na expressão (4).

∆𝑃 =

12𝑄𝜂𝑙

𝑤ℎ3 (4)

Em que:

P – Pressão de enchimento l – comprimento do fluxo

Q – Caudal w – largura do escoamento

h – Viscosidade h – espessura do canal de fluxo

28

Na Figura 3.18 podem consultar-se os gráficos das viscosidades em função das taxas de corte dos

diferentes materiais em estudo. Para cada material encontra-se ilustrada uma gama de temperaturas

entre os valores de temperatura de fundido recomendado.

Figura 3.18 - Viscosidade em função da taxa de corte para cada material a diferentes temperaturas

Tabela 3.3 - Valores da temperatura e da viscosidade de cada material para uma taxa de corte g =1/s

Taxa de corte, g =1/s PA66+PA6 PEEK PAXT

Temperatura 280 °C 370 °C 305 °C

Viscosidade 1810.4 Pa.s 18744.7 Pa.s 1829.97 Pa.s

De acordo com a Tabela 3.3 verifica-se que para as temperaturas de fundido mínimas recomendadas,

o PEEK apresenta uma viscosidade uma ordem de grandeza superior à dos outros materiais.

3.3.1.3 Propriedades mecânicas e densidade

As propriedades mecânicas dos materiais em estudo, como as respetivas densidades influenciam as

características da peça final. Na Tabela 3.4 apresentam-se algumas propriedades relevantes dos

materiais em estudo.

PA66+PA6 GF50 PEEK GF30

PAXT GF50

29

Tabela 3.4 - Propriedades mecânicas dos materiais em estudo

Propriedade PA66+PA6 GF50 PEEK GF30 PAXT GF50

Módulo de elasticidade [GPa]

14.86 11.8 14.6

Tensão de rutura [MPa] 230/145 180 250

Extensão na rutura [%] 2.4/4.6 2.7 2

Densidade [Kg/m3] 1580 1510 1580

Da análise da tabela, verifica-se que tanto os módulos de elasticidade como as densidades do

PA66+PA6 GF50 e do PAXT GF50 são muito semelhantes sendo os do PEEK GF30 ligeiramente

inferiores.

3.3.1.4 Diagramas PVT

O diagrama PVT é uma representação das interações de três variáveis que afetam o processamento

de um polímero: Pressão, Volume e Temperatura.

O volume específico é uma indicação das alterações da estrutura do polímero em função da

temperatura e da pressão. Devido à expansão térmica, verifica-se um aumento do volume específico

com o aumento da temperatura.

Na Figura 3.19 encontram-se representados os diagramas PVT dos três materiais.

Figura 3.19 - Diagramas PVT dos materiais em estudo

PA66+PA6 GF50 PEEK GF30

PAXT GF50

30

Da análise dos gráficos constata-se que o volume específico do PEEK GF30 é sempre ligeiramente

superior ao dos outros materiais. Já entre o PA66+PA6 GF50 e o PAXT GF50 há umas pequenas

diferenças, pois para temperaturas mais baixas o volume específico do PA66+PA6 GF50 é ligeiramente

inferior ao do PAXT GF50r o que não se verifica para temperaturas mais altas em que a situação se

inverte e o PA66+PA6 GF50 passa a ter um volume específico ligeiramente superior ao PAXT GF50.

A escala de temperaturas dos gráficos encontra-se definida dos 25°C até à temperatura máxima do

fundido para cada material. Uma vez que no PAXT GF50 a temperatura do fundido (320°C) se encontra

muito próxima da temperatura de fusão do material (300°C), torna-se mais complicado identificar a

variação do declive no gráfico, sobretudo para pressões mais elevadas em que esta transição se dá a

temperaturas mais elevadas.

3.3.2 Metodologia de Análises

Em primeiro lugar foi realizada para cada material uma análise designada por janela de moldação. Esta

análise é usada para calcular parâmetros preliminares adequados ao caso em estudo para cada

material. O resultado desta análise é um conjunto de parâmetros tais como tempos de injeção e as

temperaturas ideais para a injeção da peça. Estes parâmetros foram posteriormente utilizados como

referência numa primeira análise de arrefecimento, enchimento, compactação e empenos.

Seguidamente realizou-se outro estudo utilizando um perfil variável que relaciona a percentagem de

volume de material com a percentagem do caudal a injetar. Tal como no caso anterior efetuou-se uma

análise de cool+fill+pack+warp. Por último fez-se um estudo para cada um dos materiais em que se

manteve constante o valore do caudal e da pressão de compactação.

Para todas as análises mantiveram-se inalterados os tempos de arrefecimento (25s) e de compactação

(10s). É necessário ter em atenção que o tempo de compactação em condições reais poderá ser

diferente para cada um dos casos. Para efeitos comparativos, como é necessário manter o maior

número de parâmetros constante, utilizou-se um tempo de compactação igual, garantindo que seria

suficiente para que as peças solidificassem em todos os casos.

Para esta comparação teve-se o cuidado de correr as análises sem limitações a nível da máquina

injetora, evitando limitar/influenciar os resultados do processo de injeção. Foram tidas em consideração

as temperaturas de fundido e do molde recomendadas para cada tipo de material, bem como o fluido

refrigerante e a sua temperatura que podem ser consultados na Tabela 3.5.

Tabela 3.5 - Fluidos refrigerantes e respetivas propriedades para cada material

PA66+PA6 GF50 PEEK GF30 PAXT GF50

Fluido refrigerante Água Óleo Óleo

Calor específico do fluido J/Kg.°C

4180 2250 2250

Condutividade térmica do fluido W/m. °C

0.643 0.136 0.136

Temperatura de entrada do fluido refrigerante [°C]

70 170 120

Tempo de arrefecimento [s]

25 25 25

31

Para todas as análises efetuadas manteve-se o instante em que se faz a comutação V/P a 98% do

volume da cavidade preenchida e controlou-se a compactação pela percentagem da pressão de

enchimento em função do tempo. O perfil de compactação utilizado encontra-se representado na Figura

3.20.

Figura 3.20 - Perfil de compactação utilizado nas análises

Nesta fase utilizou-se a malha dual domain, tendo-se dado especial atenção à influência que o material

apresenta em relação aos parâmetros do processo, como também ao nível dos empenos/deflexões.

3.3.2.1 Estudo utilizando os parâmetros recomendados pela análise Molding Window

Como referido anteriormente, foi efetuada para cada material uma análise molding window.

Na Tabela 3.6 podem ser consultados os resultados obtidos para cada um dos materiais.

Tabela 3.6 - Dados recomendados pela Molding Window


Temperatura do molde [°C] 80 182.44 133.33

Temperatura do fundido [°C] 302.73 380.71 315

Tempo de injeção [s] 0.8304 2.0056 1.5766

Com base nestes resultados realizou-se para cada material uma análise de arrefecimento, enchimento,

compactação e empeno.

Uma vez que se utilizaram os parâmetros provenientes da análise molding window e tendo em

consideração que o tempo de injeção é diferente para todos os materiais, são de esperar diferenças ao

nível dos caudais e das pressões de injeção envolvidas no enchimento de cada material.

Na Figura 3.21 estão representadas as pressões e o caudal de enchimento em função do tempo

resultantes deste estudo para cada material.

32

Figura 3.21 - Pressão e caudal em função do tempo obtido com base nos parâmetros recomendados pela

análise molding window

Da análise das imagens, é possível verificar que para efetuar o enchimento das impressões com o

PEEK GF30, o caudal utilizado foi o menor, e consequentemente maior foi o tempo de enchimento. O

caudal durante a fase de enchimento manteve-se aproximadamente constante para todos materiais,

sendo mais elevado no caso do PA66+PA6 GF50 e do PAXT GF50 que registaram valores de

aproximadamente 305 cm3/s e 160 cm3/s respetivamente. No PEEK GF30, foram utilizados caudais

mais baixos (126 cm3/s) sendo as pressões de enchimento as mais elevadas. As pressões no instante

v/p registadas para cada um dos materiais podem ser consultadas na Tabela 3.7

Tabela 3.7 - Pressão no instante V/P para cada um dos materiais para os tempos recomendados pela molding window


Pressão no instante V/P [MPa]

44 107.43 58.76

Na Figura 3.26 encontram-se representadas as deflexões da caixa de entrada.

Figura 3.22 - Deflexão com todos os efeitos contabilizados para os diferentes materiais com um fator de

escala de 5 com base nos valores da análise Molding Window

Analisando os resultados verifica-se que a zona onde componente apresenta as maiores deformações

é na zona do tubo de admissão, e na zona identificada pela letra A. Sendo a deformação nesta ultima


33

zona proporcionalmente menos acentuada para o PEEK GF30. Em termos globais verifica-se que este

material é o que apresenta os menores valores de deflexão. Estes resultados poderão estar

relacionados com os diferentes valores pressão de enchimento e compactação observados para cada

material e apresentados anteriormente na Figura 3.21 e Figura 3.23.

Figura 3.23 – Pressão no instante V/P para os diferentes materiais para os valores da Molding Window

Figura 3.24 - Evolução do enchimento da cavidade, sobreposto com as linhas de soldadura para o PA66+PA6

Na Figura 3.25 pode observar-se a força de fecho durante o processo de injeção para os três materiais

em estudo. Verifica-se que a força de fecho é significativamente mais elevada para o PEEK GF30 do

que para os outros materiais. Segundo a equação (1), esta tendência já era expectável, uma vez que

as pressões de enchimento são mais elevadas para este material e a área projetada é a mesma nos

três casos, uma vez que a peça e consequentemente as zonas moldantes são iguais para os três

materiais.

0.034s 0.047s 0.051s 0.055s

0.073s 0.079s 0.082s 0.065s


34

Figura 3.25 - Força de fecho durante o processo de injeção dos três materiais em estudo com os

valores da Molding Window.

No que diz respeito às linhas de soldadura, verificam-se também algumas diferenças, nomeadamente

nas zonas assinaladas como A, B, C, D e E. À semelhança do que acontece nas deflexões, também

nas linhas de soldadura se nota que na zona A do PEEK GF30 não se formam linhas de soldadura,

contrariamente aos que se passa nos outros dois materiais. Na zona B observa-se que a linha de

soldadura é menor para o PA66+PA6 GF50 do que para os outros materiais, sendo mais crítica no caso

do PAXT GF50. As linhas de soldadura mais críticas, ou seja, aquelas em que as frentes de escoamento

se encontram com os menores ângulos (ver Figura 3.24), estão situadas na zona E e são comuns em

todos os materiais sendo, no entanto, mais acentuadas no caso do PA66+PA6 GF50.

Figura 3.26 - Linhas de soldadura para os diferentes obtidas com base nos resultados da análise Molding

Window


35

3.3.2.2 Análise realizada utilizando os valores do perfil de velocidades recomendado pela

análise de enchimento

Quando se realiza uma análise de enchimento, um dos resultados obtidos é a recomendação de um

perfil de velocidade para a fase de enchimento, caso se opte por não utilizar uma velocidade de

enchimento constante. Esse perfil relaciona a percentagem de volume de material com a percentagem

do caudal a injetar. O objetivo deste perfil é fazer com que o escoamento dentro da cavidade seja feito

da forma o mais uniforme possível. Estes perfis encontram-se representados na Figura 3.27, que tal

como esperado, uma vez que as cavidades são as mesmas para os três materiais em estudo, os perfis

recomendados são muito semelhantes.

Figura 3.27 - Percentagem de caudal em função da percentagem de volume

Mantendo-se todos os parâmetros idênticos ao das análises anteriores, realizaram-se novas análises

para cada material utilizando o perfil de velocidades recomendado em vez da utilização de velocidades

constantes, prescritas pelo tempo de injeção proposto pelo resultado da análise molding window.

Nestas análises, apesar de se ter utilizado o mesmo valor de caudal nominal de enchimento do que no

caso da análise anterior para cada um dos materiais, e apesar do perfil de velocidades ser idêntico para

os três casos, não o é em valores absolutos.

Na Figura 3.28 estão representadas as pressões e os caudais de enchimento em função da

percentagem de volume.

Figura 3.28 - Pressão e caudal em função da percentagem de volume

36

Tal como no caso anterior, o PEEK GF30 apresenta valores de pressão mais elevados para um caudal

mais reduzido, contrariamente ao que acontece com o PA66+PA6 GF50 que apesar de apresentar as

menores pressões, é o material cujo caudal é substancialmente mais elevado.

Verifica-se que o caudal diminui a um ritmo constante a partir dos 80% do volume injetado, não

apresentando uma descida abrupta na comutação V/P ao contrário do que se constatou anteriormente.

Apesar do enchimento ter sido efetuado com base nos perfis recomendados, observa-se que os tempos

de enchimento são muito semelhantes às apresentadas no caso anterior. Nota-se no entanto uma

redução das pressões no instante V/P para todos os materiais em relação à análise efetuada

anteriormente.

Os resultados das deflexões para esta análise encontram-se representados na Figura 3.29.


escala de 5 para os perfis recomendados

Da análise dos resultados verifica-se que as zonas do componente onde as deflexões são maiores se

mantêm em relação à análise anterior, embora com valores mais elevados. Este aumento poderá dever-

se à diminuição das pressões de compactação utilizadas nestes perfis.

Da observação da Figura 3.30, e tendo em conta que o enchimento se processa de forma semelhante

ao do caso anterior, verifica-se que as linhas de soldadura apresentadas são também muito idênticas

às apresentadas com base nos resultados da molding window.


37

Figura 3.30 – Linhas de soldadura para os diferentes materiais para os perfis recomendados

As forças de fecho para cada um dos materiais resultantes da análise realizada utilizando os valores

do perfil recomendado pela análise de enchimento encontram-se ilustradas na Figura 3.31.

Figura 3.31 - Força de fecho do processo de injeção para os três materiais em estudo e utilizando os perfis

recomendados

Tal como no caso anterior, a tendência da evolução da força de fecho mantêm-se para os três materiais

em estudo, apesar de neste caso se verificar uma redução acentuada no valor da força de fecho

proveniente da diminuição das pressões de enchimento.

3.3.2.3 Análise utilizando para os três materiais um valor de caudal e pressão de compactação

iguais

Uma vez que nos casos anteriores se verificaram algumas diferenças em termos de resultados de

empenos, e podendo esses resultados estar relacionados com as diferentes pressões de compactação


38

utilizadas, analisou-se o comportamento dos três materiais fazendo o enchimento com o mesmo caudal

e utilizando a mesma pressão de compactação, em vez de uma percentagem da pressão no instante

v/p, e mantendo todos os outros parâmetros inalterados. O caudal e a pressão de compactação

utilizados podem ser consultados na Tabela 3.8.

Tabela 3.8 - Parâmetros utilizados

Parâmetros

Caudal [cm3/s] 180 Instante V/P [% do volume da cavidade] 98 Pressão de compactação [MPa] 105

Os gráficos da pressão e do caudal em função do tempo para estas análises podem ser consultados

na Figura 3.32.

Figura 3.32 - Pressão e caudal de enchimento em função do tempo para parâmetros constantes

Da análise dos gráficos verifica-se que para o mesmo caudal, tal como seria de esperar, uma vez que

as viscosidades associadas a cada material são diferentes, as pressões na fase de enchimento são

mais uma vez superiores no caso do PEEK GF30, seguindo-se o PAXT GF50 e só depois o PA66+PA6

GF50. A partir do instante V/P e de forma a se manter a pressão de compactação no valor de 105 MPa,

os caudais de enchimento para os diferentes materiais variam, aumentando significativamente no caso

do PA66+PA6 GF50 e do PAXT GF50 e diminuindo no caso do PEEK GF30. Na mesma figura verifica-

se que após o instante V/P, e pelo facto da pressão de compactação ser igual para os três materiais,

existem diferenças significativas nos caudais utilizados nesta fase.

Tendo em conta a tendência obtida nos vários casos de estudo no que diz respeito às pressões de

enchimento, ou seja, o facto de se verificar pressões superiores quando se utiliza o PEEK GF30 em

relação aos outros materiais, poderá dever-se ao facto da viscosidade deste material ser uma ordem

de grandeza superior à dos outros materiais. Este comportamento está de acordo com a equação (4)

presente no Capítulo 2. Uma vez que o caudal varia inversamente com a viscosidade e linearmente

com a pressão. Dito isto, para que se possa manter o caudal de enchimento constante, para valores

de viscosidade superiores, terá igualmente de se aumentar a pressão de enchimento. Esta é

possivelmente a razão para que as pressões sejam muito mais elevadas para o PEEK GF30 do que

0

20

40

60

80

100

120

0 0,5 1 1,5 2

Pre

ssão

[M

Pa]

Tempo [s]

PA66+PA6 GF50

PEEK GF50

PAXT GF50

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

0 0,5 1 1,5 2

Cau

da

l [c

m^

3/s

]

Tempo [s]

PA66+PA6GF50PEEK GF50

PAXT GF50

39

para os outros materiais, sendo que a pressão de enchimento do PAXT GF50 é ligeiramente superior

à pressão de enchimento do PA66+PA6 GF50.

É importante referir que os parâmetros utilizados nesta análise não se adequam às poliamidas em

estudo devido às pressões de compactação excessivas, tendo sido utilizados apenas para fins

comparativos.

Figura 3.33 – Pressão no instante V/P para os diferentes materiais para parâmetros constantes

Como era expectável, uma vez que se mantêm os caudais e as pressões de compactação, as

condições de enchimento são muito semelhantes, resultando em tempos de enchimento muito

próximos entre materiais bem como a localização das linhas de soldadura (Figura 3.33 e Figura 3.34) .

Figura 3.34 - Linhas de soldadura para os diferentes materiais para parâmetros constantes

Os resultados das deflexões para esta análise podem ser consultados na Figura 3.35.



40


escala de 5 para parâmetros constantes

Da análise dos resultados conclui-se que de facto as pressões de compactação influenciam as

deflexões do componente tendo-se verificado uma diminuição dos empenos para o caso do PA66+PA6

GF50 e do PAXT GF50. No caso do PEEK GF30 a pressão de compactação foi a mesma do que a

utilizada na análise do molding window havendo no entanto um aumento das deflexões, que poderá

dever-se ao facto de se ter reduzido o tempo de enchimento da peça.

Ao nível das forças de fecho, uma vez que se utilizaram as mesmas pressões de compactação para os

três materiais, não se verificam grandes diferenças nas forças envolvidas durante processo de injeção.

Figura 3.36 - Força de fecho utilizando valores constantes para o caudal e pressão de compactação

3.3.2.4 Influência da pressão de compactação na injeção

Da análise dos resultados apresentados anteriormente, verificou-se uma diminuição das deflexões com

o aumento das pressões de compactação para todos os materiais. Como tal decidiu-se analisar a

influência destas pressões nas deflexões da peça e nas tensões residuais na cavidade para cada

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 10 20 30 40

PEEK GF50

PAXT GF50

PA66+PA6 GF50


41

material. Recorreu-se aos parâmetros utilizados nas análises da molding window e variou-se apenas o

valor da percentagem da pressão de compactação entre 80% e 150% com um incremento de 10%.

Os resultados destas análises encontram-se ilustrados na Figura 3.37 e na Figura 3.38.

Figura 3.37 - Deflexão em função da percentagem da pressão de compactação

Figura 3.38 - Tensões residuais em função da percentagem da pressão de compactação

Da análise das figuras verifica-se que de facto as deflexões diminuem linearmente com o aumento da

percentagem da pressão de compactação. No entanto no que diz respeito às tensões residuais há uma

mudança de comportamento com a variação da pressão.

No caso do PAXT GF50, atinge-se um valor mínimo de tensões residuais para uma percentagem de

110% do valor da pressão no instante V/P. Isto significa que para este material uma pressão de

compactação baixa irá prejudicar não só as deflexões da peça final como os valores das tensões

residuais.

Para o PA66+PA6 GF50 as tensões residuais vão aumentando linearmente com o aumento das

pressões de compactação até aos 120% da pressão, valor a partir do qual há um aumento mais

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

70 90 110 130 150 170

Defl

exão

[m

m]

% Pressão [%]

PAXT GF50

PA66+PA6GF50PEEK GF30

85

105

125

145

165

185

205

225

65 85 105 125 145 165

Ten

sõ

es R

esid

uais

[M

Pa]

%Pressão [%]

PAXT GF50

PA66+PA6 GF50

PEEK GF30

42

significativo nas tensões residuais na cavidade, o que poderá comprometer a qualidade do componente

final.

O PEEK GF30, apesar de ser o material com as menores deflexões, é também o material com os

menores valores de tensões residuais caso se utilize uma pressão de compactação igual ou inferior a

110% do valor da pressão na comutação V/P. A partir desse valor as tensões residuais aumentam

significativamente ultrapassando as tensões dos outros materiais.

Concluiu-se então que é necessário encontrar um compromisso entre as deflexões e as tensões

residuais existentes na cavidade de modo a não comprometer a qualidade da peça final.

3.4 Considerações em relação aos diferentes materiais

Dadas as diferentes propriedades que cada material apresenta, e uma vez que essas propriedades

influenciam não só os parâmetros de processamento como o equipamento necessário para tornar

possível a conceção das peças, é necessário ter estes aspetos em consideração aquando da seleção

dos materiais.

Outro dos aspetos a ter em conta é o fluido refrigerante a ser utilizado e a sua temperatura de entrada

que terá de ser também diferente para cada um dos materiais.

A máquina de injeção necessária à produção das peças poderá também variar consoante o material a

ser utilizado, dadas as diferenças de viscosidades existentes. É necessário garantir que a máquina

debita um caudal que permita a produção das peças em tempo útil, não ultrapassando também a

pressão de injeção e a força de fecho máximas da mesma. Com base nas simulações efetuadas,

verificou-se que caso se opte por utilizar um material com maior viscosidade, tal como o PEEK, poderá

ser necessário utilizar uma máquina de injeção com maior capacidade, uma vez que a pressão e

consequentemente a força de fecho serão maiores neste caso.

No que diz respeito à qualidade da peça final, nomeadamente nas deflexões e nas tensões residuais

existentes na cavidade, também se encontram algumas diferenças. Como observado anteriormente na

Figura 3.37 as deflexões diminuem com o aumento das pressões. Todavia, o PEEK GF30 é o material

com menores deflexões mesmo para percentagens de pressão de compactação menores, apesar de

ser o material que com o aumento da pressão de compactação apresenta a maior variação nas tensões

residuais na cavidade, aumentando cerca de 100 MPa entre os 110% e os 150% da percentagem de

compactação. Já o PA&&+PA6 GF50 é o material cujas deflexões são maiores, sendo impraticável

atingir os mesmos valores do PEEK, uma vez que teria de se usar pressões muito elevadas que

resultariam em caudais e tensões residuais excessivos. Já o PAXT GF50 apresenta valores de

deflexões mais próximas do PEEK GF30 embora ligeiramente superiores.

A escolha do material a utilizar para a produção das peças depende de muitos fatores, sendo difícil

identificar qual o que melhor se adequa à produção das peças em questão. Apesar do PA66+PA6 GF50

ser o material que apresenta as maiores deflexões, estas podem não atingir valores que impossibilitem

a montagem ou o bom funcionamento do intercooler. Além disso é o material com o qual possivelmente

se poderá utilizar uma máquina com menor capacidade. É preciso ter também em atenção o custo

43

unitário da peça produzida que está diretamente relacionado com o preço da matéria-prima em questão

e com a quantidade total de peças a produzir. Por exemplo, enquanto no caso do PA66+PA6 GF50, o

preço por Kg ronda os 3,5€, no caso do PAXT o preço anda à volta dos 6€/Kg. Já o PEEK atinge valores

uma ordem de grandeza acima dos outros materiais.

Outro fator fulcral na escolha do material a utilizar é o comportamento mecânico do material quando

sujeito a altas temperaturas por períodos prolongados de tempo, uma vez que estas são as condições

de serviço dos intercoolers

Dependendo do género de automóvel em que se pretende utilizar o intercooler, a própria densidade do

material poderá desempenhar um papel decisivo na sua escolha.

Posto isto a escolha do material a utilizar é uma decisão que terá de considerar todos os fatores

anteriormente referidos tendo em conta que por vezes não é possível obter as melhores características

possíveis, recaindo a decisão sobre o que apresenta um balanço geral mais favorável sempre sem

comprometer o bom funcionamento das peças produzidas.

3.5 Alterações/requisitos necessários a nível de equipamentos para a

injeção dos materiais PAXT GF50 e PEEK GF30

Comparando as temperaturas do molde recomendadas para o processamento de cada material

apresentadas anteriormente na Tabela 3.3, atesta-se um aumento de aproximadamente 120°C entre o

PA66+PA6 GF50 e o PEEK GF30 e de aproximadamente 70°C entre o PA66+PA6 GF50 e o PAXT

GF50. O facto de esta diferença ser tão elevada, obriga a que seja necessário efetuar algumas

mudanças a nível do equipamento consoante o material a utilizar, de forma a garantir o cumprimento

das condições de processamento recomendadas.

São diversos os aspetos a ter em conta caso se pretenda alterar o material de produção das peças do

PA66+PA6 GF50 para qualquer um dos outros materiais, destacando-se os seguintes:

Molde – é necessário garantir que o material utilizado para construção do molde suporta as

temperaturas e as pressões a que estará sujeito durante a injeção, devendo ter uma elevada

resistência à corrosão e abrasão, bem como propriedades mecânicas que permitam a injecção

do material sem que haja degradação do molde devido à elevada rugosidade dos materiais. É

comum em ambiente industrial efetuarem-se compensações no molde de forma a reduzir os

empenos das peças. Contudo, visto que o comportamento dos materiais relativamente às

deflexões varia, poderá haver necessidade de utilizar um molde diferente com uma

compensação específica dependendo do material a injetar.

Estruturas para a maquinagem do molde – Caso se pretendam efetuar compensações no

molde, e visto que tanto para o PEEK como para o PAXT a gama de temperaturas de

processamento recomendadas é elevada, recomenda-se que os ajustes no molde sejam

efetuados com o molde quente, evitando expansões ou contrações indesejadas no momento

44

da injeção. Para tal, é necessário uma estrutura que permita aquecer o molde, apoiá-lo e rodá-

lo caso necessário de forma a permitir a sua maquinagem.

Sistemas de aquecimento do molde – São vários os sistemas existentes no mercado

dependendo da temperatura do molde pretendida. Visto que estas temperaturas são

significativamente mais elevadas no caso do PEEK e do PAXT terá de ser utilizado um sistema

diferente do utilizado para o PA66+PA6. Enquanto para este ultimo se utiliza um sistema de

aquecimento do molde standard que funciona à base de água, para os outros casos terá de se

optar entre um sistema de aquecimento que funcione à base de óleo ou de água pressurizada

e por um sistema elétrico conhecido como cartridge heater. Visto que os sistemas de

aquecimento com funcionamento a água pressurizada são normalmente recomendados para

temperaturas de molde máximas de aproximadamente 140ºC, apesar de cumprir o requisito

para o PAXT, não cumpre para oP. Sendo assim, de modo a obter um equipamento mais

versátil que permita a utilização para os dois materiais em questão, é preferível optar ou por

um sistema de aquecimento com um controlador que utilize óleo como líquido ou por um

sistema de cartridge heaters. Estes dois sistemas encontram-se ilustrados na Figura 3.39.

Figura 3.39 – Exemplo de sistemas de aquecimento de moldes: a) controlador com funcionamento à base de óleo, adaptado de [29]; b) cartridge heater, adaptado de [30].

Apesar dos cartidge heaters serem uma solução mais económica e “limpa” do que os sistemas

a óleo, segundo [31], como a temperatura é controlada por aplicação de energia elétrica aos

cartuchos, com base na comparação entre a temperatura definida pelo controlador e a

temperatura dada pelo termopar existente no molde, este sistema tem a capacidade de

adicionar energia ao sistema sob a forma de calor. No entanto não tem a capacidade de

remover a energia térmica do molde caso a temperatura do termopar seja superior à

temperatura definida pelo controlador. Sendo assim, para que este sistema seja aplicado

corretamente, é necessário garantir de antemão que o calor transferido para o molde a partir

do plástico fundido é menor que o calor perdido pelo molde através da convecção e radiação.

Os sistemas a óleo, apesar de serem mais caros do que os anteriores, permitem aquecer e

manter o molde a uma temperatura constante durante todo o processo de injeção devido à

constante renovação do óleo nos canais do molde. Podem ainda utilizar-se os dois sistemas

b) a)

45

anteriores em simultâneo (cartridge heaters e a óleo), que apesar de ser uma solução um pouco

mais dispendiosa em termos económicos, acaba por compensar na fiabilidade e no tempo

necessário para o aquecimento e manutenção da temperatura do molde.

Mangueiras de alta temperatura – Associados a alguns sistemas de aquecimento dos moldes

estão as mangueiras que transportam o fluido entre o controlador e o molde, sendo necessário

garantir que o material destas mangueiras suporta a temperatura do fluido circulante. É comum

a utilização de mangueiras de teflon ou de borracha de alta temperatura.

Sistemas de transporte das peças – Dado que as temperaturas de extração recomendadas

são elevadas, poderá haver necessidade de se mudar o material do tapete rolante que

transporta as peças após a saída da máquina injetora. Um tapete que permita a circulação do

ar poderá ser uma boa opção, uma vez que permite um arrefecimento mais rápido das peças

para que possam ser manipuladas pelos operadores.

Figura 3.40 - Tapete rolante de malha aberta em Teflon resistente a altas temperaturas. Adaptado de

[32]

3.5.1 Previsão dos custos associados à alteração dos equipamentos

Em ambiente industrial, aquando do estudo de várias possibilidades/metodologias no fabrico de

componentes, é fundamental conhecer o custo associado a cada uma delas, permitindo fazer uma

avaliação custo/benefício e optar por aquela que melhor se adequa às necessidades quer da empresa

quer do cliente. Assim, na Tabela 3.9, apresentam-se os custos aproximados dos componentes

necessários à produção das peças com os materiais PAXT e PEEK.

Tabela 3.9 - Custo aproximado dos equipamentos necessários

Componente Preço

Controlador de temperatura a óleo [33], [34] 2.500 – 8.000 €/unidade

Cartridge heaters [35] 20 €/unidade

Mangueira de alta temperatura [36] 50 €/metro

Tapete rolante de alta temperatura [32] 10 €/m2

Robô para manipulação das peças 50.000 €

46

4 Condições atuais de processamento

4.1 Introdução

No presente capítulo, em primeiro lugar será feito um estudo do processo de injeção utilizando o

programa de simulação numérica Autodesk Moldflow Insight versão de 2013, com as mesmas

condições de processamento utilizadas atualmente na empresa J.Deus. Em segundo lugar e com o

objetivo de validar o método computacional, comparar-se-ão os resultados obtidos pela simulação com

as caixas reais produzidas na empresa.

Por fim é feito um estudo de otimização de parâmetros utilizando a análise Design of Experiments do

Autodesk Moldflow Insight.

É importante referir que o material em utilização e que figurará nas análises do presente capítulo é o

PA66+PA6 GF50.

4.2 Condições atuais de processamento

4.2.1 Máquina Injetora

Atualmente, para a produção das caixas de entrada e saída na empresa J.Deus®, utiliza-se a máquina

injetora ENGEL 500, cujas características se apresentam na Tabela 4.1.

Tabela 4.1 - Características da máquina injetora ENGEL 500

ENGEL 500

Força de fecho máxima [ton] 500

Razão de intensificação [MPa] 8.1

Pressão de injecção máxima [MPa] 173

Pressão hidráulica máxima [MPa] 21.4

Diâmetro do fuso [mm] 80

Caudal máximo [cm3/s] 460

Curso de injecção máximo [mm] 600

4.2.2 Variáveis de controlo do processo de injeção

As variáveis de controlo do processo de injeção utilizadas atualmente para a produção das caixas do

intercooler, foram fornecidas pela empresa J.Deus e encontram-se representadas na Tabela 4.2.

Tabela 4.2 - Variáveis de controlo de processo de injeção utilizados atualmente pela J.Deus

Almofada [mm] 2.3

Temperatura da superfície do molde [˚C] 65

Temperatura do fundido [˚C] 300

Temperatura de entrada da água [˚C] 70

47

4.2.2.1 Controlo do enchimento

O controlo de enchimento é efetuado com base no perfil de velocidades do fuso em função da sua

posição, podendo os valores ser consultados na Tabela 4.3 e ilustrados na Figura 4.1.

Tabela 4.3 - Parâmetros de controlo da fase de enchimento utilizados atualmente pela J.Deus

Controlo do Enchimento

Velocidade [mm/s] 55 41.2 27.4

Cota [mm] 110 55 0

Velocidade [%] 60 45 30

Caudal [cm3/s] 276 207 138

De acordo com o perfil de velocidades definido, uma vez que o fuso inicia o seu movimento na cota de

110mm e termina na cota de 0mm, a leitura do gráfico deve efetuar-se da direita para a esquerda.

a)

b)

Figura 4.1 - a) Curso do fuso. Adaptado de [37]; b) Perfil de velocidades

Tempo de ciclo [s] 62.2

Tempo de arrefecimento [s] 25

Comutação V/P [mm] 10

Tempo de compactação [s] 8

48

4.2.2.2 Controlo da compactação

Por sua vez o controlo da fase de compactação é efetuado através da pressão em função do tempo,

dando-se a comutação V/P quando o fuso se encontra na cota x=10 mm. Os valores de controlo para

a fase de compactação podem ser consultados na Tabela 4.4.

Tabela 4.4 - Parâmetros de controlo da fase de compactação utilizados atualmente pela J.Deus

Controlo da compactação

Pressão de compactação [MPa] 42.1 70.3

Cota [mm] 10 -

Pressão de compactação hidráulica [MPa] 5.2 8.7

Pressão [%] 24.3 40.65

O perfil de compactação encontra-se ilustrado na Figura 4.2

Figura 4.2 - Perfil de compactação utilizado atualmente na J.Deus

4.2.3 Análise de Resultados

Respeitando os parâmetros anteriormente apresentados, recorreu-se novamente ao Moldflow para se

efetuar as análises de enchimento, arrefecimento, compactação e empenos, desta vez com as duas

caixas em simultâneo (entrada e saída), de modo a tentar retratar com a maior veracidade possível o

molde utilizado atualmente na produção das peças na J.Deus. De acordo com o apresentado

anteriormente, devido à geometria e aos volumes das caixas em questão serem diferentes, utilizou-se

um carburador com um sistema de valve gates. Ao utilizar este sistema, há a necessidade de se

programar o momento de abertura e fecho das referidas válvulas, de modo a equilibrar a injeção e,

evitando que uma das peças comece a compactar enquanto a outra ainda está na fase de enchimento.

Conhecendo o volume de cada uma das caixas a injetar, calculou-se qual seria o volume de material

injetado a partir do qual se poderia abrir a válvula do sistema de alimentação referente à caixa mais

pequena, neste caso a caixa de saída. O volume calculado foi de aproximadamente 3.85%, que

corresponde a 0.185s após o início da fase de enchimento com as condições de processamento

apresentadas.

49

Na Figura 4.3 encontram-se representadas as pressões e o caudal de enchimento em função do tempo,

resultantes das condições utilizadas.

Figura 4.3 Pressão em função do tempo à esquerda e Caudal em função do tempo à direita para as condições

atuais de processamento

Da análise da Figura 4.3, verifica-se que a pressão no instante inicial apresenta um valor

substancialmente mais elevado do que ao longo da restante fase de enchimento. Este valor de pressão

mais elevado deve-se ao facto de a válvula existente no canal de alimentação da caixa de saída (valve

gate) se encontrar fechada no início da fase de enchimento. Após a abertura da válvula (0.185s) a

pressão mantém-se aproximadamente constante até atingir o instante de comutação V/P. Neste caso

esta comutação é controlada pela posição do fuso (x=10mm), que corresponde a 2.4s após o início do

enchimento. Verifica-se um aumento significativo no valor da pressão após este instante que faz

disparar os valores dos caudais numa fase inicial, devido à diferença das pressões serem muito

acentuadas num curto período de tempo. No que diz respeito aos caudais, nota-se um ligeiro aumento

após a abertura da válvula, o que é normal, uma vez que o material passou a ter mais um canal por

onde fluir após a sua abertura. Tal como seria de esperar, ao longo da restante fase de enchimento,

antes do instante V/P, há uma ligeira diminuição do caudal devido a ter-se utilizado um perfil de

velocidades do fuso que diminui com o seu avanço.

Também é percetível na figura em cima, que a malha 3D apresenta um caudal mais baixo quando

comparado com os resultados obtidos com da malha Dual Domain. A razão para esta discrepância é o

baixo refinamento da malha Dual Domain na zona onde se dá a injecção das peças. A fraca

correspondência entre os elementos triangulares da malha Dual Domain nesta zona, resulta numa

baixa qualidade dos resultado da simulação. Este é um dos casos em que a complexidade das peças

justifica a utilização de uma malha 3D.

A Figura 4.4 apresenta uma estimativa das deflexões com todos os efeitos contabilizados na caixa de

entrada e de saída e com um fator de escala de 5.

0

10

20

30

40

50

0 1 2 3

Pre

ssão [

MP

a]

Tempo [s]

Condições Atuais de Processamento

Malha DualDomain

Malha 3D

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 1 2 3

Caudal cm

^3/s

Tempo[s]

Condições Atuais de Processamento

Malha DualDomainMalha 3D

50

Figura 4.4 - Deflexões da caixa de entrada e de saída com as condições atuais de processamento e um fator de escala de 5

Da interpretação das imagens, verifica-se que para além da caixa de saída apresentar deflexões

ligeiramente superiores às da caixa de entrada, a zona onde se verificam as maiores deflexões é

também mais crítica no caso da caixa de saída, uma vez que se encontram no pé da caixa podendo

dificultar a montagem da chapa testa na mesma. No que diz respeito à zona de maior deflexão da caixa

de entrada, não é uma zona que apresente grandes preocupações, uma vez que é a zona de encaixe

do tubo vindo do turbo, e sendo este flexível não compromete o bom funcionamento da caixa de

entrada.

No entanto é de realçar que apesar da zona onde se verificam as maiores deflexões da caixa de saída

ser uma zona crítica, os valores de deflexões obtidos são bastante reduzidos o que à partida não

comprometerá o desempenho das peças produzidas.

51

Figura 4.5 - Pressão no instante V/P na caixa de entrada e de saída para as condições atuais de processamento

e valve gate a 0.185s

Apesar das zonas por encher no instante V/P se encontrarem em posições distintas, devido às

dimensões e geometrias das peças, pode-se verificar que o enchimento se encontra equilibrado, uma

vez que o volume por encher nas duas peças é muito semelhante e as pressões no instante V/P não

diferirem muito uma da outra. Isto significa que a válvula do sistema de alimentação foi bem

programada.

É curioso reparar que as zonas por encher no instante V/P correspondem às zonas onde se verificam

as maiores deflexões apresentadas anteriormente na Figura 4.4.

No que diz respeito às linhas de soldadura, verifica-se que estas se distribuem de forma semelhante

nas duas peças, sendo que as de maior relevância se encontram assinaladas na Figura 4.6 com as

letras de A a F. Apesar da semelhança na localização das linhas de soldadura, as linhas existentes na

caixa de entrada, nomeadamente as assinaladas com a letra B e C são as mais problemáticas, uma

vez que são as linhas onde as frentes de escoamento se encontram com menores ângulos.

52

Ainda assim é importante referir que não existem linhas de soldadura na aba interior tanto da caixa de

entrada como da caixa de saída, que caso se verificasse poderia levar à rejeição das peças, uma vez

que segundo a J.Deus já se provou ser uma zona que comprometerá o desempenho das caixas do

intercooler.

Figura 4.6 - Linhas de soldadura na caixa de entrada e de saída para as condições atuais de processamento e

valve gate a 0.185s

Da análise da Figura 4.7 onde se encontram representadas as tensões na cavidade antes da ejeção

de ambas as caixas, nota-se que estas se encontram relativamente uniformes em ambas as caixas e

perto dos 100 MPa, exceto em pequenas zonas pontuais onde atingem valores de 170 MPa. Estes

valores mais elevados não são preocupantes, uma vez que por se apresentarem pontualmente podem

ser devidos à malha utilizada na análise (Dual Domain), dizendo respeito a uma zona onde não há

correspondência dos elementos da malha de ambos os lados, resultando numa espessura errada da

zona da peça em questão e posteriormente num valor disparo ao nível desses elementos nos

resultados finais.

A

B C D E

F

53

Figura 4.7 - Tensões residuais na cavidade para a caixa de entrada e de saída com as condições atuais de processamento

Figura 4.8 – Distribuição da pressão na zona de injeção com as condições atuais de processamento

No gráfico presente na Figura 4.8 encontra-se a distribuição das pressões ao longo de todo o processo

na zona onde é feita a injeção. É possível identificar nesta figura todas as fases do ciclo de moldação,

sendo que a fase de enchimento termina perto dos 2.4s, instante a partir do qual se dá a comutação

V/P e onde começa a fase de compactação. Esta tem o perfil apresentado anteriormente na Figura 4.2

e termina perto dos 10s. A partir deste instante libertam-se as pressões e mantêm-se o molde fechado

até a peça atingir a temperatura de extração.

54

4.3 Comparação entre resultados experimentais e teóricos

Com o objetivo de validar os resultados obtidos através da análise numérica, tentou-se comparar alguns

dos resultados obtidos no Moldflow com as peças reais obtidas por injeção na empresa J.Deus. Ao

longo deste capítulo serão comparadas a posição de linhas de soldadura, a massa dos componentes

e as deflexões apresentadas.

4.3.1 Linhas de soldadura

Na Figura 4.9 comparam-se respetivamente as linhas de soldadura da caixa de entrada obtidas por

injeção dos componentes na empresa J.Deus, com os resultados obtidos nas análises efetuadas no

Moldflow. Nesta comparação marcaram-se com círculos brancos as semelhanças existentes entre os

dois casos e a preto as diferenças observadas.

55

Figura 4.9 - Comparação das linhas de soldadura da caixa de entrada

Devido à elevada percentagem de fibras de vidro existentes no material (50%), houve uma grande

dificuldade em localizar as linhas de soldadura existentes nas caixas produzidas pela empresa. Assim,

é possível que certas linhas de soldadura presentes na simulação numérica existam de facto nas peças

reais e não tenham sido identificadas devido ao acabamento superficial das peças não o permitirem.

Assim sendo, em alguns casos as linhas de soldadura presentes na simulação numérica aproximam-

se muito das linhas de soldadura nas caixas injetadas na J.Deus, algumas deslocadas de apenas

alguns mm de um caso para outro. Estas pequenas diferenças podem dever-se às

correções/simplificações da geometria das peças (Figura 3.3), permitindo melhorar a qualidade da

malha utilizada e que alteram ligeiramente o fluxo do material injetado de um caso para o outro, levando

a que as linhas de soldadura se desloquem ligeiramente.

Noutros casos, são identificadas linhas de soldadura nos resultados obtidos pelo Moldflow que não se

conseguem identificar nas caixas reais. Tal como explicado anteriormente, esta diferença pode dever-

se ao acabamento superficial das peças, em que em certas zonas existem “manchas” mais claras

devido à elevada concentração das fibras, não permitindo identificar e visualizar as linhas de soldadura

existentes.

Por fim, foram identificadas linhas de soldadura nas caixas injetadas na empresa que não se verificaram

na simulação numérica. Uma vez que não se acompanhou o fabrico dos componentes na empresa

J.Deus, não foi feito um levantamento dos parâmetros utilizados no fabrico das caixas de entrada e de

56

saída que nos foram facultadas. No entanto apesar de nos terem fornecido os parâmetros de injeção

das peças, é natural que em ambiente industrial se façam testes continuados e que por vezes seja

benéfico alterar alguns parâmetros melhorando a qualidade das peças finais, levando a que os

parâmetros utilizados na simulação numérica não sejam exatamente os utilizados na injeção das peças.

É também possível que as diferenças se devam às simplificações efetuadas na geometria das peças,

ou, até mesmo a erros na identificação das linhas de soldadura, uma vez que devido ao acabamento

superficial das peças houve uma grande dificuldade na sua visualização.

4.3.2 Massa dos componentes

No que diz respeito à massa total dos componentes, e uma vez que se conhecem as limitações da

malha Dual Domain na representação das espessuras nas zonas em que não há correspondência de

elementos, optou-se por se comparar as massas totais utilizando também a malha 3D. Os valores das

massas totais obtidas podem ser consultadas na Tabela 4.5.

Tabela 4.5 - Comparação da massa total dos componentes injetados na J.Deus com a simulação numérica utilizando a malha Dual Domain e a malha 3D

Peças produzidas na J.Deus

Malha Dual Domain Malha 3D

Massa [g] 813.8 626.9082 765.95

Diferença [g] - 186.8918 47.85

Tal como seria de esperar, a massa total obtida com recurso à malha Dual Domain é consideravelmente

inferior à das peças reais e à obtida com a malha 3D. Esta diferença deve-se, de acordo com o

explicado anteriormente, à fraca correspondência entre os elementos da malha (cerca de 85%). Nas

zonas onde os elementos não têm correspondência, a espessura do componente vem influenciada,

influenciando o volume total de material injetado e consequentemente a massa dos componentes.

Já a diferença de 47.85g entre as peças injetadas na J.Deus e os resultados obtidos com a malha 3D

podem advir das simplificações que se efetuaram nos componentes, ilustradas anteriormente na Figura

3.3 e na Figura 3.4, bem como de pequenas alterações que se tenham feito nos parâmetros de injeção,

nomeadamente na velocidade do fuso e nas pressões de compactação ou até de compensações que

se possam ter efetuado no molde utilizado.

4.3.3 Deflexões

Antes de se proceder à análise das deflexões dos componentes, houve a necessidade de se fazer um

levantamento das zonas onde se iriam efetuar as medidas nas peças reais, para posteriormente

comparar com a simulação numérica. Apesar de se ter verificado na simulação numérica que o empeno

máximo na caixa de entrada se localizava na zona circular, optou-se por se analisar apenas os

empenos ao nível do pé das caixas, visto ser o local mais crítico para a montagem e funcionamento

correto do intercooler.

57

Identificada a zona que se pretende analisar, com a ajuda do modelo das peças em CAD, fez-se um

levantamento das cotas para ambas as caixas que servirá como referência para a comparação entre

os resultados obtidos. Estas medidas podem ser consultadas na Figura 4.10.

Figura 4.10 - Cotas do modelo em CAD de ambas as peças

Conhecidas as cotas de ambas as peças, com a ajuda de um paquímetro digital (Figura 4.11), fizeram-

se várias medições em diferentes pontos, de modo a posteriormente se poder comparar esses valores

com os obtidos pela análise numérica.

Na Figura 4.12 e na Figura 4.13 encontram-se ilustrados os pontos e os valores medidos para a caixa

de entrada e de saída do intercooler respetivamente.

Figura 4.11 - Paquímetro digital utilizado nas medições dos pés da caixa

Caixa de Saída

58

Figura 4.12 - Medições efetuadas na caixa de entrada injetada na J.Deus

Figura 4.13 - Medições efetuadas na caixa de saída injetada na J.Deus

Da análise das figuras anteriormente apresentadas, verifica-se que contrariamente ao que se verificou

na análise numérica (Figura 4.4), os empenos no pé de ambas as caixas apresentam uma curvatura

convexa. O facto de a curvatura destas deflexões ser contrária à verificada através das simulações

numéricas, leva a crer que o molde utilizado na empresa tenha sido submetido a correções na sua

geometria com o objetivo de minimizar os empenos das caixas. De facto verifica-se que, apesar de as

deflexões terem sofrido uma inversão no sentido, os valores dos empenos diminuíram relativamente

aos calculados com base na simulação numérica, sendo mais evidente na zona das máximas deflexões

na caixa de saída em que se passou de um empeno de aproximadamente 1.48mm (0.8357+0.6407)

para um de aproximadamente 0.45mm.

59

4.4 Análise Design of Experiments (DOE)

O Design of experiments é um método estatístico estruturado e organizado que permite determinar a

relação de diversos fatores num determinado processo, e como estes influenciam o resultado final do

processo em questão.

O DOE é comumente utilizado na avaliação da sensibilidade dos resultados a variáveis, como

parâmetros de processamento, alterações de espessura, ou mesmo para compreender as interações

entre variáveis e a sua influência sobre o resultado final desejado.

No que diz respeito ao Autodesk Moldflow Insight, o DOE utiliza variáveis de entrada definidas pelo

utilizador, tais como, temperatura do molde, temperatura de fusão, caudal, etc. e executa uma série de

análises baseadas em modelos estatísticos. O peso atribuído a cada variável, bem como o critério de

qualidade utilizado, são também fatores definidos pelo utilizador, permitindo determinar a melhor

combinação possível das condições de processamento para a produção da peça em questão. Os

resultados da simulação são posteriormente apresentados de acordo com o tipo de análise efetuada

podendo ser apresentados rankings de influência de variáveis bem como os gráficos 2D ou 3D com a

informação referente ao estudo efetuado [38,39].

Esta análise é suportada por todos os tipos de malha existentes no programa (midplane, dual domain

e 3D) e pode ser executada a qualquer momento durante a fase de projeto permitindo uma otimização

quer das condições de processamento da peça quer da sua geometria. No entanto a sua utilização é

preferencial após a seleção do material e da localização dos ataques, uma vez que o conhecimento do

processo e das suas variáveis são indispensáveis para este tipo de análise.

A sequência para a realização de uma análise deste tipo inclui os seguintes passos: Determinar os

objetivos, preparar o estudo, correr a análise e interpretar os resultados e efetuar uma análise completa

utilizando os parâmetros obtidos.

4.4.1 Tipos de estudos possíveis

A análise DOE permite a realização de 4 tipos de estudo, a seleção dos quais depende do objetivo

pretendido [39].

Uma variável – Calcula o efeito de uma variável com critérios de qualidade definidos pelo

utilizador. Os resultados desta análise podem ser consultados quer no Analysis Log quer em

gráficos XY na secção dos resultados no painel de tarefas de estudo.

Identificar os

objetivos

Preparar o estudo

Correr a análise

Interpretar os

resultados

Análise com os novos

parâmetros

60

Influência das variáveis (Taguchi) – Calcula a influência de cada uma das variáveis

selecionadas relativamente aos critérios de qualidade definidos, e classifica-as

percentualmente de acordo com o seu impacto. Este estudo é relevante caso haja dúvidas em

relação às variáveis a monitorizar durante o processo de injeção, não havendo limite máximo

quanto ao número de variáveis selecionadas.

Resposta das variáveis (cúbica de faces centradas) – Determina o efeito das variáveis

selecionadas em cada um dos critérios de qualidade pretendidos. Nesta análise são corridos

um grande número de estudos para testar exaustivamente as várias combinações de variáveis

de entrada previamente selecionadas. Os resultados desta análise podem ser consultados

graficamente, para determinar as condições ótimas de processamento.

Neste tipo de análise é utilizado um sistema cúbico de faces centradas, em que para a utilização

da equação quadrática é necessário que cada intervalo de valores atribuído a cada variável

assuma três valores: {-1},{0},{1} relativos a (Min., Médio, Máx.)[38].

Figura 4.14 - Sistema cúbico de faces centradas utilizado na análise de resposta de variáveis.

Adaptado de [38]

Influência e resposta das variáveis – Esta análise utiliza, em primeiro lugar, o método de

Taguchi para determinar quais as variáveis com maior influência, de acordo com os critérios

de qualidade especificados. Em seguida, as variáveis com maior influência são alvo de estudos

para avaliar o seu impacto na qualidade da peça final. Esta opção deve ser selecionada caso

haja interesse em conhecer o efeito que diversas variáveis têm no processo, sem haver

certezas de quais as que têm um efeito mais significativo. É necessário ter em atenção que o

número mínimo de variáveis de entrada para esta análise são 3.

4.4.2 Vantagens da análise DOE

Uma análise DOE pode ajudar a compreender o quão sensível as ferramentas e as peças serão à

alteração das variáveis do processo, podendo sugerir mudanças no projeto da peça ou da ferramenta

de modo a tronar o processo de injeção mais estável [39].

O facto de esta análise apresentar uma solução, e informações sobre o espaço em torno dessa solução,

permitem ao engenheiro não só melhorar a conceção da peça, como alterar um parâmetro de entrada

que melhore a qualidade da peça produzida[39]. Adicionalmente a capacidade de relacionar em tempo

real a influência dos parâmetros de entrada com a qualidade da peça final, permitem adquirir

61

conhecimentos acerca das variáveis do processo, tornando-se depois mais fácil identificar a priori quais

as entradas que tipicamente afetam a qualidade da peça reduzindo-se os tempos das análises.

4.4.3 Limitações

A DOE não compara diretamente os resultados com um controlo ou padrão. Em vez disso avalia todos

os efeitos e as interações e determina se existem diferenças significativas entre eles. Assim sendo,

para que a sua utilização seja eficaz é necessário ter um objetivo ou um conjunto de objetivos bem

definidos, caso contrário será difícil configurar o DOE e interpretar os resultados obtidos com esta

análise [38].

Na análise da influência das variáveis, poderão existir casos em que as influências de determinadas

variáveis estejam incorretas. Isto deve-se ao facto do método de Taguchi utilizar combinações

ortogonais para aumentar o número de variáveis que podem ser incluídas para o mesmo número de

análises. A desvantagem desta abordagem é que a influência calculada para a variável de entrada

deixa de ser exclusivamente dependente dessa variável, passando a ter uma contribuição das

associações ortogonais com as demais variáveis. Na maioria dos casos, este efeito é insignificante. No

entanto, para casos em que a contribuição isolada de uma variável é irrelevante mas que quando

combinada com as influências cruzadas passa a ter uma contribuição considerável o resultado

calculado irá refletir a influência das referidas associações[39].

4.4.4 Variáveis de entrada e critérios de qualidade

As variáveis de entrada podem ser definidas e configuradas na janela de variáveis da análise DOE. No

entanto, a lista de variáveis disponíveis depende do tipo de análise que se está a utilizar, ou seja, uma

análise fill terá menos opções do que uma análise fill+pack. Para cada variável selecionada o valor

médio provém do valor atribuído anteriormente no assistente de configurações do processo, sendo que

o valor máximo e mínimo podem ser alterados e são por definição +/- 20% do valor médio.

Podem ser selecionadas até 8 variáveis de entrada (exceto no caso da análise de uma variável). Perfis

e espessuras podem também ser definidos como variáveis.

Na Figura 4.15 e na Figura 4.16 encontram-se ilustrados os menus das variáveis de entrada utilizados

na análise de influência bem como os menus de resposta de variáveis de uma análise

cool+fill+pack+warp respetivamente.

62

Figura 4.15 - Tipos de estudo DOE do Autodesk Moldflow Insight

Como referido anteriormente, para este tipo de estudo (influência e resposta das variáveis). O número

mínimo de variáveis de entrada é de 3. Para o estudo em questão utilizou-se 4, mas caso o utilizador

deixe o número de variáveis como 3 (representado na Figura 4.15 como A) e posteriormente decida

selecionar mais variáveis, todas elas serão classificadas com o método de Taguchi, mas, só as 3

variáveis com maior influência serão utilizadas na análise de resposta.

Figura 4.16 - Variáveis de entrada disponíveis para uma análise cool+fill+pack+warp

Como se pode ver na Figura 4.16 as variáveis de entrada dependem do tipo de análise que se está a

analisar, sendo possível alterar os valores atribuídos a cada variável.

No estudo em questão selecionaram-se 4 variáveis de entrada, sendo elas a velocidade do fuso, a cota

de comutação V/P, a duração da compactação e a pressão de compactação.

A gama de valores atribuídos a cada uma destas variáveis encontra-se ilustrada na Figura 4.17.

A

63

Figura 4.17 - Gama de valores atribuídos à velocidade do fuso.

À variável da velocidade do fuso são atribuídos os valores -1, 0 e 1, estando cada um deles associado

a uma gama de valores de velocidade compreendida entre as cotas de 0mm e 110mm. Ao valor -1

correspondem as velocidades compreendida entre os 21.92mm/s e os 43.92mm/s, 0 para as

velocidades compreendidas entre os 27.4mm/s e 54.9mm/s e 1 para as velocidades de 32.88mm/s a

65.88mm/s.

Figura 4.18 - Valores atribuídos à cota de comutação V/P

Tal como se pode observar na Figura 4.18, à cota do fuso à qual se dá a comutação V/P atribuíram-se

os valores compreendidos entre os 8mm e os 12mm.

-1

0

1

64

Figura 4.19 - Valores atribuídos à duração da compactação

No caso da duração da fase de compactação, como se pode observar pela Figura 4.19, tal como para

as velocidades do fuso, são atribuídos os valores -1, 0 e 1 a diferentes durações da respetiva fase. Ao

valor -1 corresponde uma duração de 6.4s, ao 0 uma duração de 8s e ao 1 uma duração de 9.6s.

Figura 4.20 - Valores atribuídos à pressão de compactação

Por fim, tal como referido anteriormente, a última variável de entrada diz respeito à pressão de

compactação. Da análise da Figura 4.20 é possível verificar que ao valor -1 diz respeito uma pressão

compreendida entre os 33.6MPa e os 56.24MPa, ao 0, pressões entre os 42MPa e os 70.3MPa e ao

1, pressões entre os 50.4MPa e os 84.36 MPa.

Os critérios de qualidade são os indicadores que definem a qualidade das peças. Estes critérios

definidos no DOE são importados da sequência da análise que se está a executar.

Os indicadores de qualidade estão relacionados com as seguintes categorias de resultados:

Enchimento e compactação

Arrefecimento

Empenos

-1 0 1

65

Na Figura 4.21 encontram-se representados os critérios de qualidade utilizados na análise DOE.

Figura 4.21 - Menu dos critérios de qualidade do Autodesk Moldflow Insight

Na parte esquerda do painel ilustrado podem ser selecionados os critérios pretendidos para o estudo

em questão. Na parte direita do painel encontram-se as informações referentes aos resultados da

análise DOE, bem como as informações acerca do peso do critério selecionado, o objetivo e os

cálculos[39].

Peso – Refere-se à importância atribuída pelo utilizador ao critério selecionado. Devem usar-

se valores mais elevados caso o critério em questão tenha mais importância na qualidade final

da peça do que qualquer outro selecionado.

Objetivo – Refere-se ao objetivo da análise DOE relativamente ao critério selecionado. Poderá

ser tanto minimizar como maximizar um determinado valor ou intervalo de tempo dependendo

do critério selecionado.

Cálculos – refere-se à fonte dos valores que serão utilizados na análise DOE.

Figura 4.22 - Menu de opções do Autodesk Moldflow Insight

No menu de opções da análise DOE Figura 4.22 é possível selecionar a forma como se guardam os

resultados das análises. Pode ser num ficheiro CSV (comma separeted values) ou numa pasta

66

temporária. O número máximo de vezes que o programa irá tentar relançar a análise caso se verifiquem

short shots é também definido neste menu.

4.4.5 Análise de resultados

Como se utilizou uma análise de influência e resposta de variáveis são obtidos dois resultados distintos,

sendo eles:

A influência de cada uma das variáveis para cada um dos critérios de qualidade definidos;

O impacto dessas variáveis na qualidade das peças finais.

Para a interpretação dos resultados da análise da influência das variáveis para cada um dos critérios

de qualidade selecionados, o Autodesk Moldflow Insight disponibiliza uma macro que utiliza os dados

guardados no ficheiro CSV e os converte numa série de pequenos relatórios (um para cada critério de

qualidade). Apesar de se terem utilizado 27 critérios de qualidade, apresentam-se no presente capítulo

apenas os resultados com maior influência na qualidade da peça final.

O impacto das variáveis na qualidade da peça é estudado variando as variáveis definidas entre a gama

de valores previamente estabelecida, permitindo ter uma perceção em tempo real do comportamento

da peça final com diferentes parâmetros de injeção.

4.4.5.1 Deflexões

Na Figura 4.23 e na Figura 4.24 apresentam-se os resultados da análise DOE tanto no que diz respeito

à influência de variáveis como no impacto dessas mesmas variáveis na qualidade final dos

componentes.

Figura 4.23 - Influência das variáveis nas deflexões das peças

A partir dos resultados obtidos na análise da influência das variáveis, no que diz respeito às deflexões

das peças com todos os efeitos contabilizados, sabe-se que, a pressão de compactação e a posição

do fuso a partir da qual se dá a comutação V/P, são as variáveis com maior impacto na qualidade da

peça final, com um peso de cerca 40% para cada uma delas.

67

Figura 4.24 – Variáveis otimizadas com a análise DOE

Os resultados da análise DOE indicam que para uma otimização a nível das deflexões, devem ser

utilizados os perfis de velocidade e de compactação apresentados na Figura 4.25, e com a comutação

V/P para a posição do fuso a 8mm.

No entanto, a partir desta análise uma vez que é possível variar os parâmetros e ver o impacto na peça

final, é curioso verificar que as deflexões do componente não variam linearmente com a velocidade do

fuso. Verifica-se que são mínimas para o valor -1 da velocidade do fuso, aumentando até ao valor 0.24,

a partir do qual voltam a descer. Isto permite concluir que não se deve utilizar uma velocidade do fuso

intermédia, caso se pretendam obter deflexões reduzidas, devendo-se ou baixar ou aumentar

ligeiramente a velocidade do fuso. No Anexo B podem ser consultadas as imagens das deflexões

relativas a estas velocidades do fuso.

Figura 4.25 - Perfis de velocidade e de compactação otimizados

68

Uma vez que a análise DOE se baseia em métodos estatísticos, os resultados apresentados por este

tipo de análise podem estar longe da realidade. Sendo assim é aconselhável utilizar os parâmetros

otimizados obtidos na análise DOE e correr uma análise completa com esses valores para verificar se

de facto houve melhorias nos resultados e qual o verdadeiro valor das deflexões. De facto verifica-se

na Figura 4.24 que para os parâmetros otimizados, o valor máximo das deflexões é superior ao obtido

com os parâmetros utilizados atualmente.

Conhecidos os perfis de velocidade e de compactação otimizados, efetuou-se uma análise completa

(cool+fill+pack+warp) para verificar se de facto se existem melhorias nas deflexões máximas dos

componentes. Os resultados desta análise podem ser consultados na Figura 4.26.

Figura 4.26 - Deflexões com todos os efeitos contabilizandos e utilizando os parâmetros otimizados

Tal como seria de esperar, houve uma melhoria nas deflexões de ambas as caixas quando comparadas

com as deflexões obtidas utilizando os parâmetros atuais utilizados na J.Deus (cerca de 0.2mm). A

zona da máxima deflexão apesar de se manter no caso da caixa de entrada, varia na caixa de saída,

passando da zona do pé da caixa para a zona de encaixe da mangueira, sendo esta uma região menos

crítica.

4.4.5.2 Tensões residuais na cavidade

À semelhança do apresentado para o caso das deflexões, na Figura 4.27 e y podem consultar-se os

resultados da análise DOE tanto no que diz respeito à influência de variáveis como no impacto das

mesmas nas tensões residuais existentes na cavidade.

69

Figura 4.27 - Influência das variáveis nas tensões residuais na cavidade

A partir dos resultados obtidos na análise da influência das variáveis, no que diz respeito às tensões

residuais na cavidade, verifica-se que todas as variáveis apresentam um impacto semelhante no

resultado final, sendo o peso da velocidade do fuso ligeiramente inferior aos outros.

Figura 4.28 - Variáveis otimizadas com a análise DOE para as tensões residuais na cavidade

Tal como no caso anterior, da análise da Figura 4.28 e consultando a Figura 4.17 e Figura 4.20

conhecem-se os perfis de velocidade do fuso e de compactação a utilizar para uma otimização das

tensões residuais na cavidade. Quanto à duração da compactação deve utilizar-se um valor próximo

de 8.72s, correspondente ao valor 0.43 apresentado na otimização DOE.

Utilizando estes valores numa análise cool+fill+pack+warp obtém-se os resultados apresentados na

Figura 4.29.

70

Figura 4.29 – Tensões residuais na cavidade utilizando os parâmetros otimizados

Nota-se que os valores com os parâmetros otimizados não andam muito longe dos obtidos com os

parâmetros utilizados atualmente na produção dos componentes na J.Deus, verificando-se uma

diferença de apenas 2MPa em ambas as caixas. Esta diferença tão reduzida, leva-nos a concluir que

no que diz respeito às tensões residuais existentes na cavidade não é possível otimizar muito mais

para além do resultado obtido até ao momento.

71

5 Conclusões

O estudo realizado sobre a otimização das caixas de um intercooler obtidas por injeção, efetuado com

recurso ao programa Autodesk Moldflow Insight 2013, permitiu não só verificar a importância dos

diversos parâmetros no processo de moldação por injeção, mas também analisar a influência de cada

um na qualidade da peça injetada. O facto deste tipo de programa permitir uma interação com o

utilizador, no que diz respeito à alteração de parâmetros, características e capacidades da máquina de

injeção, à modelação dos sistemas de arrefecimento e de alimentação, tornam-no uma ferramenta

crucial na reprodução/replicação das condições reais de processamento de uma peça polimérica.

São estes os motivos que justificam a utilização deste tipo de programa nas mais variadas indústrias

com necessidade de processamento de materiais poliméricos, permitindo-lhes atuar sempre que

surjam necessidades de obtenção/otimização de parâmetros quer numa a fase de projeto, quer numa

fase de programação de variáveis.

No entanto, importa referir que apesar do programa Autodesk Moldflow Insight permitir analisar a

evolução da força de fecho durante a fase de enchimento e de compactação do processo de moldação

por injeção, não é uma boa ferramenta para a escolha/definição da capacidade da máquina injetora a

utilizar num novo projeto. Isto deve-se ao facto de o programa não conseguir prever a força necessária

para a abertura e fecho do molde. Além disto, para geometrias complexas, o programa não é capaz de

efetuar corretamente o cálculo da área projetada, necessitando de correções manuais. A própria malha

utilizada, caso não seja a malha 3D, poderá ter influência no resultado das forças de fecho, uma vez

que um erro na espessura em zonas sem correspondência entre elementos influenciará o valor da

pressão de injeção e consequentemente o resultado da força de fecho. Assim, tendo em conta a

correção da área projetada, o programa só é capaz de prever a capacidade necessária para a prensa

nas fases de enchimento e de compactação, servindo como ponto de partida para o cálculo da

capacidade total da máquina, não esquecendo a abertura e fecho do molde bem como todos os outros

fatores não contabilizados.

No que diz respeito à comparação entre os três materiais em estudo, verificaram-se diversas

diferenças.

Começando pelo comportamento mecânico dos materiais, verificou-se que para o PA66+PA6 e para o

PAXT as características são muito semelhantes e ligeiramente superiores às do PEEK, nomeadamente

no que diz respeito aos módulos de elasticidade e tensão de rutura. Estas diferenças podem dever-se

ao facto de nos dois primeiros materiais se utilizar um reforço de fibra de 50%, enquanto para o PEEK

se utilizou um reforço de fibra de 30%. No entanto, este último é o material cuja temperatura máxima

de serviço é mais elevada, ou seja, é o material cuja resistência mecânica e química apresenta as

melhores características mesmo para temperaturas elevadas. A este material segue-se o PAXT e só

depois o PA66+PA6.

Quanto às condições de processamento, dos materiais em estudo o mais exigente é o PEEK,

necessitando de temperaturas do molde, do fundido e de extração substancialmente mais elevadas do

que os outros dois materiais. Quanto ao PA66+PA6 e ao PAXT, as condições de processamento são

72

semelhantes, existindo porém uma diferença considerável a nível das temperaturas do molde. Esta

diferença leva a que seja necessário a utilização de diferentes líquidos refrigeração entre eles – óleo

no caso do PAXT e água no caso do PA66+PA6.

Da análise dos resultados apresentados ao longo da dissertação, verificou-se que o PEEK é o material

que apresenta os melhores resultados no que diz respeito às deflexões da peça final. Apesar destes

resultados poderem estar associados ao facto de se utilizarem maiores pressões de enchimento e de

compactação, é impraticável obter os mesmos valores para os outros materiais em estudo.

Verificou-se que a pressão de compactação influencia diretamente os resultados das deflexões da peça

injetada, sendo tanto menores quanto maiores as pressões de injeção. No entanto, também se verificou

que associado a estes aumentos nas pressões de injeção, também aumentam as tensões residuais na

cavidade do molde, sendo por isso importante encontrar um compromisso entre a pressão de

compactação, as deflexões e tensões residuais. Ao contrário dos outos materiais, em que estas tensões

aumentam com a % de compactação, concluiu-se que no PAXT se atinge o menor valor de tensões

residuais para uma compactação de 110% do valor da pressão no instante v/p. Acima dos 110%

verificou-se um aumento significativo nas tensões residuais em todos os casos, sendo mais evidente

no caso do PEEK.

Ao terem-se isolado as causas do empeno quando se correram as análises, verificou-se que a principal

causa das deflexões se deve à contração volumétrica diferencial, e que a contribuição das deflexões

devido ao arrefecimento diferencial são desprezíveis, ficando comprovada a qualidade do sistema de

arrefecimento existente no molde.

A validade dos resultados obtidos, foi verificada com uma comparação entre as peças injetadas na

empresa J.Deus e a simulação com recurso ao Autodesk Moldflow Insight. Através da comparação

entre o peso dos componentes, dos empenos e da posição das linhas de soldadura, concluiu-se que o

programa apresenta resultados próximos dos obtidos na realidade. Porém com esta comparação,

concluiu-se que o molde no qual se injetaram as peças em estudo, foi alvo de compensações para

redução/correção de empenos.

Em último lugar recorreu-se à análise DOE para otimização dos parâmetros de injeção das caixas em

estudo. O facto de esta análise calcular e apresentar a influência de cada variável na otimização dos

critérios de qualidade definidos, e permitir avaliar o impacto dessas variáveis na qualidade das peças

finais, tornam esta ferramenta uma ajuda fundamental no processo de otimização de variáveis.

Apesar de se basear em métodos estatísticos, em todos os casos analisados, a tendência do

comportamento da peça final foi ao encontro dos resultados obtidos nas simulações efetuadas

posteriormente, em que se utilizaram os parâmetros otimizados obtidos pela análise DOE.

A escolha do material mais adequado à produção das peças em questão não é conclusiva com o estudo

efetuado, sobretudo devido ao grande investimento associado aos vários componentes necessários

adquirir para possibilitar a injeção de dois dos materiais em estudo, levantando questões entre a relação

custo benefício que exigem um estudo mais aprofundado. Considerando apenas os resultados obtidos

73

das simulações no Moldflow, a escolha entre os materiais em estudo recairia sobre o PEEK, uma vez

que em todas as análises efetuadas foram coerentes os melhores resultados obtidos quer a nível de

empenos, quer a nível de linhas de soldadura ou mesmo de tensões residuais existentes. Além disso

de todos os materiais é aquele que apresenta os resultados mais promissores a nível de temperaturas

máximas de serviço, conferindo uma segurança adicional em relação aos outros materiais, tendo em

conta a que o componente final estará sujeito a gamas de temperatura elevadas.

5.1 Trabalho futuro

Para completar o estudo e selecionar devidamente o material que melhor se adequa às condições de

funcionamento de um intercooler específico, há ainda diversos aspetos que deveriam ser analisados.

Em primeiro lugar deveriam incluir-se neste estudo materiais de um patamar intermédio da pirâmide de

desempenho de termoplásticos (Figura 3.15) entre o PA66+PA6 e o PEEK. O PPS e o PA46 com

reforço em fibra de vidro entre os 30% e os 50% seriam uma boa opção.

Em segundo lugar, e cingindo-me aos materiais sobre os quais foram efetuados os estudos, para além

das análises realizadas no Moldflow, seria igualmente interessante arranjar-se provetes injetados de

cada um deles, e fazer-se ensaios de tração a diferentes temperaturas para uma melhor caracterização

dos mesmos. Testes de durabilidade e de resistência ao dano/desgaste sob as condições de pressão

e temperatura semelhantes às do funcionamento final da peça deveriam também ser realizados.

A injeção de peças para análise com os materiais PEEK e PAXT são também pontos essenciais para

a obtenção de resultados coesos. À semelhança do que se fez para o PA66+PA6 GF50 (comparação

entre os resultados obtidos entre o Moldflow e a realidade), seria importante fazer o mesmo para os

outros materiais em estudo, permitindo verificar efetivamente a validade dos resultados obtidos nas

simulações e comparar o acabamento superficial obtido com cada um deles.

No entanto, no que diz respeito ao PA66+PA6 GF50 e à otimização das variáveis com recurso à análise

DOE, dever-se-iam confrontar os resultados obtidos entre a simulação e o caso real. Para isso deveriam

ser injetadas peças com os parâmetros obtidos e verificar se efetivamente se notariam os mesmos

benefícios em ambos os casos. Porém importa referir que no caso real o molde sofreu compensações,

pelo que estes parâmetros otimizados poderão não apresentar os efeitos desejados.

Um estudo das compensações efetuadas ou a efetuar no molde é outro fator que poderia ser alvo de

análise. Tal como representado na Figura 5.1, o Autodesk Moldflow Insight permite a exportação dos

resultados das deflexões quer na direção do empeno, quer na direção oposta, possibilitando a análise

dos locais e dos valores a compensar no molde.

74

Figura 5.1 - Menu de exportação da malha/geometria de empenos

Estudos estruturais com recurso ao ANSYS ou a outro programa semelhante deveriam também ser

realizados. Aliás existe uma interface entre o Moldflow e o ANSYS que possibilita a exportação dos

dados da malha, do material e dos resultados dos estudos do Moldflow para o ANSYS permitindo

analisar as tensões e esforços no componente final.

Os dados exportados por esta interface incluem:

Considerando malha 3D

o Posição dos nós e resultados da orientação das fibras em cada um deles

o Resultados das tensões residuais existentes na peça injetada

o Módulo de elasticidade e coeficiente de Poisson nas três direções coordenadas

o Coeficiente de expansão térmica

o Valores de tensões existentes em cada elemento.

Finalmente, deveriam efetuar-se novas análises ao nível do Moldflow para diferentes posições de

pontos de injeção. Em anexo podem consultar-se os resultados da análise “gate location” efetuada. No

entanto, quer por o sistema de alimentação a utilizar para a produção das caixas quer pela localização

do ponto de injeção já estarem definidos para o caso real, não se aprofundou este estudo. Contudo,

seria pertinente verificar a influência na qualidade das peças injetadas com a alteração da posição

ataques.

75

Referências Bibliográficas

1] B. M. Schümann and M. Schüle, “Air Inlet Box for Truck Intercoolers,” vol. 63, pp. 34–36, 2002.

[2] “Engine Basics,” What is an intercooler. [Online]. Available:

http://www.enginebasics.com/Advanced Engine Tuning/Intercooler.html. [Accessed: 15-Apr-

2015].

[3] M. Atsumi, M. Urushihara, and Y. Munesawa, “Development of intercooler plastic tank material

instead os Aluminium die-cast,” SAE Tech. Pap., 2013.

[4] M. Zheng, G. T. Reader, and J. G. Hawley, “Diesel engine exhaust gas recirculation - A review

on advanced and novel concepts,” Energy Convers. Manag., vol. 45, no. 6, pp. 883–900, 2004.

[5] P. Gautier, A. Albrecht, A. Chasse, P. Moulin, A. Pagot, and L. Fontvieille, “A simulation study of

the impact of 1p egr on a two-stage turbocharged diesel engine,” Oil Gas Sci. Technol. Rev.

L’institut Fr. Du Pet., pp. 361–379, 2009.

[6] C. Cuevas, D. Makaire, and P. Ngendakumana, “Thermo-hydraulic characterization of an

automotive intercooler for a low pressure EGR application,” Appl. Therm. Eng., vol. 31, no. 14–

15, pp. 2474–2484, 2011.

[7] P. Daly and B. Baylis, “An All-Polyamide Intercooler for Turbo-Charged Engines,” SAE Tech.

Pap., 2007.

[8] L. Zaheed and R. J. J. Jachuck, “Review of polymer compact heat exchangers, with special

emphasis on a polymer film unit,” Appl. Therm. Eng., vol. 24, pp. 2323–2358, 2004.

[9] E. Carlson and K. Nelson, “Nylon Under the Hood: A history of Innovation,” DuPont. [Online].

Available: http://plastics.dupont.com/plastics/pdflit/americas/markets/nylon_under_hood.pdf.

[Accessed: 17-Apr-2015].

[10] Moldflow Corporation, Moldflow Design Guide: A Resource for Plastics Engineers. Hanser

Gardner Publications., 2006.

[11] B. Mouhmid, a. Imad, N. Benseddiq, S. Benmedakhène, and a. Maazouz, “A study of the

mechanical behaviour of a glass fibre reinforced polyamide 6,6: Experimental investigation,”

Polym. Test., vol. 25, no. 4, pp. 544–552, 2006.

[12] J. F. M. G. Da Silva, “Pré-impregnados de matriz termoplástica: fabrico e transformação por

compressão a quente e enrolamento filamentar,” 2005.

[13] a. Bergeret, I. Pires, M. P. Foulc, B. Abadie, L. Ferry, and a. Crespy, “The hygrothermal

behaviour of glass-fibre-reinforced thermoplastic composites: A prediction of the composite

lifetime,” Polym. Test., vol. 20, no. 7, pp. 753–763, 2001.

[14] M. Akay and D. F. O’Regan, “Fracture behaviour of glass fibre reinforced polyamide mouldings,”

Polym. Test., vol. 14, no. 2, pp. 149–162, 1995.

[15] J. P. Tancrez, J. Pabiote, and F. Rietsch, “Damage and fracture mechanisms in thermoplastic-

matrix composites in relation to processing and structural parameters,” Compos. Sci. Technol.,

vol. 56, no. 7, pp. 725–731, 1996.

[16] A. Cunha, Manual do Projectista para Moldes de Injecção de Plásticos Vol.2 - Moldação por

injecção e materiais plásticos. Centimfe. 2004.

[17] D. V. Rosato, D. V. Rosato, and M. G. Rosato, “Injection Molding Handbook,” 3a Edição., Kluwer

Academic Publishers, 2000, pp. 1–27.

76

[18] DU PONT, “DU PONT,” Moldagem por injeção. [Online]. Available:

http://www2.dupont.com/Plastics/pt_US/Knowledge_Center/Processing/injection/injection_mold

ing.html. [Accessed: 06-Jun-2015].

[19] “Rutland Plastics Limited,” Plastic Injection Moulding Machine. [Online]. Available:

http://www.rutlandplastics.co.uk/advice/moulding_machine.html. [Accessed: 06-Jun-2015].

[20] “Manual do Projectista para Moldes de Injecção de Plásticos - Centimfe - Centro Tecnológico da

Industria de Moldes, Moldes na Industria de Transformação.” .

[21] L. Xie, L. Shen, and B. Jiang, “Modelling and Simulation for Micro Injection Molding Process,”

Comput. Fluid Dyn. Technol. Appl., 2011.

[22] “CADFLOW,” Funcionalidades do Moldflow. [Online]. Available:

http://www.cadflow.pt/index.php/2014-01-28-16-38-54/simulacao. [Accessed: 31-May-2015].

[23] Autodesk® Moldflow® Insight 2013, “3D Mesh, Help. Autodesk®.” .

[24] Autodesk® Moldflow® Insight, “Autodesk Knowledge Network,” Dual Domain mesh (tutorial).

[Online]. Available: http://knowledge.autodesk.com/support/moldflow-insight/learn-

explore/caas/CloudHelp/cloudhelp/2015/ENU/MoldflowInsight/files/GUID-A2D5D8FC-7977-

446B-BE88-6CFEC30CF33B-htm.html.

[25] Autodesk® Moldflow® Insight, “Autodesk Knowledge Network,” Midplane mesh (tutorial).

[Online]. Available: http://knowledge.autodesk.com/support/moldflow-flex/learn-

explore/caas/CloudHelp/cloudhelp/2015/ENU/MoldflowInsight360/files/GUID-FCB795F7-C22F-

4CCD-8C55-796F8711991C-htm.html.

[26] Autodesk® Moldflow® Insight 2013, “Modeling for accurate clamp force prediction, Help.

Autodesk®.” .

[27] M. Ashby, H. Schercliff, and D. Cebon, Materials engineering, science, processing and design,

2nd Editio. Butterworth-heinemann, 2009.

[28] D. Glasscock, W. Atolino, G. Kozielski, and M. Martens, “High performance polyamides fulfill

demanding requirements for automotive thermal management components,” pp. 1–9, 2008.

[29] “SHINI,” Oil Heaters - STM. [Online]. Available:

http://www.shini.com/en/products_i_Oil_Heaters-STM.html. [Accessed: 26-Jun-2015].

[30] “OMEGA,” Cartridge Heaters - Application of Cartridge Heaters. [Online]. Available:

http://www.omega.com/prodinfo/cartridgeheaters.html. [Accessed: 25-Jun-2015].

[31] PMC Smart Solutions, “Mold Temperature Control Effectiveness Electric Heat vs . Pressurized

Water,” pp. 1–6.

[32] “Alibaba,” teflon coated open mesh conveyor belt with bull nose joint film edging mesh size 4mm

x4mm high temperature resistance. [Online]. Available: http://www.alibaba.com/product-

detail/teflon-coated-open-mesh-conveyor-

belt_1358014391.html?spm=a2700.7724838.35.1.a4cixN&s=p. [Accessed: 22-Jul-2015].

[33] “SHINI Canada plastics technologies,” STM-2440-HT High Temp. Oil Heater. [Online]. Available:

http://shini.ca/stm-2440-ht-high-temp-oil-heater. [Accessed: 22-Jul-2015].

[34] “SHINI Canada plastics technologies,” STM-910 Standard Oil Heater. [Online]. Available:

http://shini.ca/stm-910-standard-oil-heater. [Accessed: 22-Jul-2015].

[35] “Alibaba,” high temperature resistance cartridge heater. [Online]. Available:

http://www.alibaba.com/product-detail/high-temperature-resistance-cartridge-

77

heater_60024003005.html?spm=a2700.7724838.35.1.laP2zr&s=p. [Accessed: 22-Jul-2015].

[36] “Alibaba,” 260 Degree High Temperature SS304 316 ptfe teflon braiding braided hose tube

tubing pipe. [Online]. Available: http://www.alibaba.com/product-detail/260-Degree-High-

Temperature-SS304-316_60284442282.html?spm=a2700.7724838.35.1.nYIHiE&s=p.

[Accessed: 22-Jul-2015].

[37] F. Rodrigues, “Estudo Teórico-Experimental do Fabrico de Peças Poliméricas por Injecção,”

Universidade Técnica de Lisboa, 2010.

[38] M. Schultz and J. Shoemaker, “Using Design of Experiment Analysis with Autodesk ® Moldflow

® Insight,” 2000.

[39] Moldflow Corporation, “AMI Design of Experiment Analysis,” 2012.

78

6 Anexos

6.1 Anexo A – Características do sistema de alimentação

79

6.2 Anexo B – Deflexões resultantes da análise DOE

Deflexões resultantes da análise DOE para uma velocidade do fuso correspondente a 0.24.

6.3 Anexo C – Estudo da posição do ataque (Gate location)

Análise “gate location” efetuada para a caixa de saída.

Documents

Optimização de peças de plástico obtidas por injecção · Figura 3.7 - Erro existente no Autodesk Moldflow no cálculo de áreas projetadas. Adaptado de [26]. 18 Figura 3.8