Università Politecnica delle Marche
Scuola di Dottorato di Ricerca in Scienze dell’Ingegneria
Curriculum in Ingegneria dei Materiali, delle Acque e dei Terreni
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Progettazione di stampi in conglomerato
cementizio per il processo di stampaggio
ad iniezione di materiali plastici
Advisor:
Ph.D. Dissertation of:
Prof. Ing. Giacomo Moriconi
Giuseppe Di Giovine
Curriculum supervisor:
Prof. Ing. Giacomo Moriconi
Scuola di Dottorato IX Ciclo
Ai miei cari
Introduzione.......................................................................................................................................1
1. I principi dello stampaggio ad iniezione........................................................................................2
1.1 Componenti del sistema di iniezione.......................................................................................3
1.2 Caratteristiche costruttive delle presse a iniezione..................................................................6
1.3 Il ciclo di stampaggio.............................................................................................................10
1.4 Regolazione della Pressa........................................................................................................12
2. Fisica dello stampaggio ad iniezione...........................................................................................14
2.1 Il riempimento........................................................................................................................14
2.2 La compattazione...................................................................................................................19
2/HFXUYHLGHDOLGLSUHVVLRQHG¶LQLH]LRQHHPDQWHQLPHQWR........................................24
2.4 La fase di raffreddamento......................................................................................................25
2.4.1 Come determinare la quantità di calore da asportare......................................................26
2.4.2 Velocità di raffreddamento..............................................................................................27
2.4.3 Grado di uniformità di raffreddamento...........................................................................27
2.4.4 Parametri per il condizionamento termico......................................................................28
2.4.5 Calcolo del tempo minimo di raffreddamento................................................................28
3. Difetti nel manufatto finale..........................................................................................................30
3.1 Esitazione del fronte di flusso................................................................................................30
3.2 Gli spruzzi..............................................................................................................................31
3.3 Le linee di giunzione..............................................................................................................31
3.4 Ritiri.......................................................................................................................................32
3.5 Deformazioni..........................................................................................................................33
3.6 Tensioni residue.....................................................................................................................34
4. La tecnologia del sovra stampaggio.............................................................................................37
4.1 Proprietà dei materiali............................................................................................................38
5. Principi di disegno degli stampi...................................................................................................43
5.1 Selezione dei materiali...........................................................................................................45
5.2 Tipi di punti di iniezione........................................................................................................46
5.3 Canali di alimentazione..........................................................................................................50
5/¶LPpronta..............................................................................................................................50
5.5 Sottosquadri............................................................................................................................52
5.6 Tipi di estrattori......................................................................................................................54
5.7 Componenti normalizzati per stampi.....................................................................................55
5.8 Sistemi di raffreddamento......................................................................................................55
5.9 Sistemi a canale caldo............................................................................................................57
5.10 Scarico aria e gas..................................................................................................................59
6. La modellazione matematica........................................................................................................60
6.1 La modellazione matematica della fase di riempimento........................................................60
6.1.1 Equazioni fondamentali e condizioni al contorno...........................................................61
6.1.2 Sviluppo delle equazioni.................................................................................................62
6.1.3 Semplificazione delle equazioni.....................................................................................64
6.1.4 Algoritmo di calcolo.......................................................................................................69
6.2 Modellazione matematica della fase di impaccamento........................................................71
6.2.1 Equazioni fondamentali e condizioni al contorno...........................................................71
6.2.2 Sviluppo delle equazioni.................................................................................................72
6.2.3 Semplificazione delle equazioni.....................................................................................72
6.2.4 Algoritmo di calcolo.......................................................................................................75
6.3 Modellazione matematica per il calcolo delle deformazioni.................................................77
6.4 Modellazione matematica per la simulazione 3D..................................................................80
7. Lo stampaggio simulato...............................................................................................................81
7.1 Pre-processing........................................................................................................................81
7.1.1 Impostazione del modello cad.........................................................................................82
7.1.2 Importazione o creazione delle mesh..............................................................................82
7.1.3 Correzione della mesh: mesh tools..................................................................................87
7.1.4 Impostazione del tipo di analisi.......................................................................................88
7.1.5 Selezione del tipo di materiale........................................................................................89
7.1.6 Selezione del punto di iniezione......................................................................................89
7.1.7 Impostazione dei parametri di processo..........................................................................90
7.1.8 Creazione dei canali di raffreddamento..........................................................................92
7.2 Post-processing......................................................................................................................92
7.3 Analisi di overmolding...........................................................................................................98
7.3.1 Pre-processing.................................................................................................................98
7.3.2 Simulazione del processo................................................................................................99
7.3.3 Post-processing.............................................................................................................101
7.4 Vantaggi e considerazioni sul processo simulato.................................................................102
10.4.1 Limitazioni..................................................................................................................102
10.4.2 Soluzioni.....................................................................................................................104
8. Progettazione e realizzazione stampo........................................................................................107
8.1 Dimensionamento meccanico..............................................................................................108
8.6LPXOD]LRQLGLVWDPSDJJLR«««...................................................................................108
8.3 Realizzazione del primo prototipo.......................................................................................111
8.3.1 Prove meccaniche e termiche........................................................................................112
8.3.2 Verifica della resistenza meccanica..............................................................................115
8.4 Realizzazione secondo del prototipo...................................................................................116
Conclusioni....................................................................................................................................120
Bibliografia....................................................................................................................................121
Introduzione
Questa tesi, svolta in collaborazione con l’AESA Tecnopolimeri, analizza la possibilità di
sostituire l’acciaio, con cui vengono comunemente realizzati gli stampi per la produzione
industriale di oggetti in materiale polimerico, con una miscela di conglomerato cementizio
ad elevata resistenza meccanica.
L’impiego di un conglomerato cementizio nella realizzazione di questi stampi potrebbe
comportare un notevole vantaggio economico. Infatti, prendendo in considerazione
soltanto il costo del cemento di gran lunga inferiore a quello delle leghe metalliche si
avrebbe un notevole abbassamento dei costi; se, poi, si considera che nella stragrande
maggioranza dei casi gli stampi hanno forme particolari e spesso molto complesse, si
potrebbe ottenere un'ulteriore riduzione dei costi legata al un minor numero di lavorazioni
meccaniche da effettuare, dal momento che il conglomerato cementizio viene colato in una
forma che riproduce esattamente il pezzo da realizzare in fase di stampaggio.
Dopo la maturazione del getto e l’eliminazione del cassero, si ottiene infatti una cavità (il
negativo del manufatto da stampare) che non necessita di ulteriori lavorazioni meccaniche.
Le problematiche affrontate nella ricerca sono state principalmente tre: adeguata resistenza
meccanica del conglomerato, efficacia nello scambio termico e finitura superficiale del
getto dopo la colata.
1
1
I principi dello stampaggio ad iniezione
Per processo di stampaggio ad iniezione si intende la trasformazione di un polimero in forma di
granuli in un manufatto con forma definita. I materiali polimerici stampati per iniezione possono
essere termoplastici o termoindurenti. Tuttavia in questa trattazione saranno presi in considerazione
esclusivamente materiali termoplastici, perciò in seguito ci si riferirà a questi senza successive
specificazioni.
Tra tutti i criteri di differenziazione delle tecnologie di trasformazione delle materie plastiche si
sceglie quello che suddivide i processi in due grossi insiemi:
• Stampaggio ad alta pressione
• Stampaggio a bassa pressione
Lo stampaggio a iniezione appartiene al primo insieme. In particolare una pressa da stampaggio a
iniezione per termoplastici è una macchina che produce in modo ciclico oggetti con una forma
definita partendo da materiali polimerici. Questa trasformazione è ottenuta con un processo termico
a cui viene dato il nome di plastificazione, che rende fluido il materiale. Il processo continua con
un’iniezione sotto alta pressione in una cavità stampo e termina con l’estrazione dopo la
solidificazione per raffreddamento nella forma dello stampo stesso.
Fondamentalmente esistono due componenti essenziali di questa macchina: l’unità d’iniezione e
l’unità di chiusura stampo. La disposizione dei due gruppi vede il gruppo di chiusura alla sinistra
dell’operatore che guarda la pressa mentre l’unità d’iniezione si trova alla sua destra (Figura1).
2
Figura 1 Pressa per
stampaggio delle materie plastiche
La macchina è completata dai controlli, dai motori elettrici e dal sistema oleodinamico, che è un
componente estremamente importante che, però, non appare come unità singola perché collocato in
diversi punti della macchina.
Inoltre sono presenti un insieme di macchine che provvedono a trattare e trasportare il materiale
polimerico da lavorare nella pressa, come i miscelatori, essiccatori e trasportatori. Tali operazioni
sono sempre più integrate in sistemi di trasporto chiusi gestiti automaticamente. Infine l’aspetto
relativo alla fase di raffreddamento è gestita da centraline di raffreddamento che fanno circolare il
fluido (generalmente acqua) nello stampo, il quale è dotato di una opportuna canalizzazione di
raffreddamento e di inserti con elevata conducibilità termica. Per quanto riguarda la fase di
estrazione si è passati dalla semplice caduta dei manufatti all’utilizzo di manipolatori che
provvedono a separare la materozza e a prelevare il pezzo.
1.1
Componenti del sistema di iniezione
Idealmente un sistema di iniezione può essere pensato costituito da due unità fondamentali: lo
stampo e la pressa.
3
Figura 2
Schema macchina per stampaggio delle materie termoplastiche
I gruppi fondamentali e costruttivamente indipendenti che costituiscono una pressa sono il gruppo di
iniezione e il gruppo di chiusura.
Il gruppo di iniezione
Consente di plastificare ed iniettare il polimero nello stampo.
Il polimero in forma granulare è inserito attraverso la tramoggia all’interno del cilindro riscaldato
da resistenze che consentono di regolarne la temperatura. Il materiale così riscaldato è trascinato in
avanti dal movimento rotatorio della vite punzonante che scorre nel cilindro ed in seguito è iniettato
attraverso l’ugello con un movimento di avanzamento della stessa vite. L’unità idraulica della
pressa ha il compito di regolare i movimenti della vite sia in fase di plastificazione che in quella di
iniezione.
Il gruppo di chiusura
Ha la funzione di tenere chiuso lo stampo durante tutta la fase di iniezione e di mantenimento in
pressione e di aprirlo al momento dell’estrazione. L’unità di chiusura è composta da una piastra di
supporto all’estremità sinistra, saldamente fissata al basamento della pressa, da una piastra di
fissaggio , anch’essa solidale alla pressa a cui è applicata la matrice dello stampo ed infine dalla
piastra di fissaggio mobile, guidata nel suo spostamento avanti e indietro, da colonne. Le piastre di
fissaggio sono munite di fori detti di centraggio per gli anelli di posizionamento delle due parti dello
stampo.
4
I gruppi di chiusura sono fondamentalmente di due tipi: a ginocchiera e con pistoni idraulici. I
primi, di costo minore, a parità di tonnellaggio di chiusura, hanno un ingombro notevolmente
superiore ai secondi. Per questo, soprattutto per presse dalle prestazioni importanti, sono utilizzati
sistemi di chiusura a pistoni idraulici.
Gli stampi sono muniti di regolazioni di sicurezza che agiscono sulla pressione di chiusura e sul
movimento del gruppo di chiusura rallentandolo sia in fase di chiusura che di apertura dello stampo
e bloccandolo nel caso che un corpo estraneo come un manufatto non espulso o il braccio di un
operatore intralci la normale corsa di chiusura.
Lo stampo
Lo stampo rappresenta il cuore dello stampaggio ad iniezione: contiene, infatti, le impronte che
daranno la forma al prodotto finito, oltre ai canali di alimentazione, al sistema di condizionamento,
agli estrattori. Fondamentalmente è costituito da due parti: una piastra mobile (maschio) ed una
piastra fissa (femmina), sulle quali sono realizzate le impronte.
Figura 3 Stampo
5
1.2
Caratteristiche costruttive delle presse a iniezione
Le presse a iniezione con vite punzonante sono le macchine universalmente utilizzate nei
stabilimenti di produzione che lavorano sia termoplastici che termoindurenti o elastomeri, in esse
l’elemento fondamentale è la vite che, sagomata e recante delle particolari filettature, ha il compito
di lavorare a fondo il polimero, farlo avanzare lungo il cilindro e contemporaneamente contribuire
con il movimento al suo riscaldamento per effetto autogeno. La funzione principale della vite è
quella della continua miscelazione e di provvedere ad uniformare le temperature del polimero tra le
zone più calde vicine alle pareti del cilindro e quelle a più bassa temperatura verso le zone incavate
della vite. Il calore autogeno è prodotto dall’elevato sforzo di taglio cui è sottoposto il polimero
nella zona tra l’apice della filettatura e la parete del cilindro, in questa zona l’attrito è fortissimo e il
polimero risente anche del calore della parete dal momento che le resistenze esterne la riscaldano
direttamente.
Le caratteristiche costruttive e i dati tecnici delle presse vengono stabiliti al Comitato europeo dei
costruttori di macchine per materie plastiche e gomma, EUROMAP.
Una pressa è identificata dalla:
o Forza di chiusura espressa in kN che esprime la forza disponibile per tenere chiuso lo
stampo a seguito di una certa pressione di iniezione.
o Disposizione dell’unità di chiusura rispetto il cilindro di iniezione ; si hanno le
classificazioni a H per la posizione orizzontale, V per la posizione verticale, L per l’iniezione
nel piano di separazione dello stampo con il cilindro e gruppo di chiusura orizzontali.
o Volume teorico di iniezione: è dato dal prodotto della sezione del pistone per la corsa,
espresso in cm³ e riferito alla pressione di iniezione di 1000 cm³.
Altri dati delle presse riguardano i sistemi di fissaggio dello stampo e le misure dell’unità di
chiusura, la potenza massima di iniezione, i dati di produzione programmabili e registrabili ecc.
Le presse possono essere classificate in modo particolare dalla forza dell’unità di chiusura in:
1
Presse piccole, forza di chiusura di 50-100 tonnellate, diametro della vite di circa 25 mm e
volumi di iniezione di 30-100 cm³.
6
2
Presse medie, forza di chiusura da 100 a 600 tonnellate, diametro della vite da 35 a 100 mm,
volumi di iniezione da 200 a 2000 cm³, numero di giri della vite al minuto 200-300,
pressione di iniezione 1000-2500 bar con flusso di iniezione di 100-1000 cm³/s.
3
Presse grandi, forza di chiusura da 1500 a 10000 tonnellate, volumi di iniezione fino a
200000 cm³, sono realizzate appositamente per stampaggi particolari di grandi manufatti
come imbarcazioni, scocche per l’industria automobilistica, contenitori per i rifiuti, cabine
telefoniche.
L’unità di iniezione con la vite e il gruppo di chiusura porta-stampi sono posti generalmente
assialmente, esistono anche unità di iniezione girevoli che effettuano l’iniezione verticalmente nel
piano di separazione dello stampo. Le unità di chiusura verticali con stampi ad apertura orizzontale
sono necessarie per porre all’interno dello stampo parti ed inserti metallici. Per manufatti che
richiedono lunghi tempi di lavorazione come manufatti in elastomero, termoindurenti o espansi
strutturali, possono essere realizzate macchine rotanti o presse con unità di chiusura multiple,
macchine a revolver.
L’oggetto fisico che opera la plastificazione è la vite senza fine-punzone (Figura 4), essa si trova
all’interno di un cilindro dotato ad una estremità di un foro, chiamato ugello di iniezione, e di una
zona ove possono entrare nella cavità interna le materie plastiche sotto forma granulosa.
Figura 4
Vite - punzone
Sempre attorno al cilindro sono presenti più resistenze elettriche che permettono di fornire calore
alla massa di stampaggio contenuta all’interno del cilindro.
La vite senza fine in una prima fase mescola ed elabora la massa di stampaggio facendone
aumentare la fluidità man mano che la temperatura della massa stessa aumenta, ad un certo istante la
vite-punzone si sposta in avanti spingendo la massa fusa attraverso l’ugello di iniezione.
7
Dall’ugello di iniezione la massa fusa entra attraverso i canali di colata e quindi dentro lo stampo.
La vite –punzone lascia alla sua estremità , chiamata testa della vite, un “cuscino” di massa fusa per
poter così esercitare una pressione sulla massa ormai entrata nello stampo e nei canali di colata, ciò
si rende necessario poiché le materie plastiche raffreddandosi tendono a contrarsi e per evitare la
presenza di difetti, quali cavità, all’interno del manufatto si deve esercitare una pressione sulla
massa all’interno dello stampo.
Tale pressione chiamata “post-pressione” dura fino a quando la massa all’interno dello stampo non
si è raffreddata e solidificata, solo allora la vite si ritirerà iniziando così a lavorare altro materiale di
stampaggio per il prossimo pezzo.
Nel frattempo lo stampo si è aperto e tramite estrattori il pezzo , ormai solidificato , viene estratto
dallo stampo che successivamente viene richiuso in attesa del prossimo manufatto.
Figura 5
Sequenza operazioni ciclo di stampaggio
La Figura 5 mette ben in evidenza la ciclicità delle operazioni mostrando:
il materiale nella camera di accumulo al momento dello stampo chiuso;
8
lo stampo parzialmente riempito alla fine del riempimento con materiale residuo nella
camera d’accumulo;
il completamento del riempimento della cavità a fine compattazione con ancora materiale
residuo
nella camera (cuscinetto) per assicurare l’apporto di polimero durante questa
fase;
la vite che si ritrae caricando nuovo materiale durante la fase di raffreddamento;
il distacco del gruppo di plastificazione a stampo chiuso;
l’apertura dello stampo con il pezzo stampato saldamente ancorato alla parte mobile;
l’estrazione del pezzo mediante l’azione delle spine estrattrici collegate a un tavolino mobile
situato nella parte posteriore dello stampo che viene azionato idraulicamente o, anche, per
semplice incontro con un punzone fisso.
Questa breve descrizione, che esula dalla descrizione delle modalità costruttive dei componenti,
individua già ampiamente la stretta relazione tra i due gruppi funzionali della pressa.
Le viti per lo stampaggio a iniezione con lunghezza di circa 20 volte il diametro (20D) sono
suddivise in tre zone in cui la prima è la zona di alimentazione, la seconda è quella di
plastificazione, la terza è la zona di iniezione. In fase di punzonamento la corsa della vite è di circa
2,5-4D. Esistono viti speciali più lunghe di quelle normali capaci di effettuare il degasaggio del
materiale plastificato che hanno L=25D con diametri di 25-150 mm: queste consentono di lavorare
masse non pre-essicate o difficili da condizionare, possono eliminare monomeri e/o oligomeri
fastidiosi in fase di processo.
Come detto in precedenza il cilindro delle presse a iniezione e l’ugello di iniezione vengono
riscaldati a zone mediante nastri di resistenze nel caso di materiali termoplastici, mentre per i
termoindurenti e gli elastomeri sono utilizzati circuiti a circolazione con liquidi. Il cilindro può
essere opportunamente isolato termicamente, la zona di alimentazione della massa da stampaggio è
invece raffreddata per evitare eccessivo shock termico.
La testa della vite termina con un puntale liscio e durante le operazioni di stampaggio la corsa viene
regolata in modo che sia sempre presente un cuscinetto di materiale tra la testa della vite e l’ugello
di iniezione. Per evitare il ritorno della plastica fusa durante la fase di mantenimento della pressione
la vite è accessoriata con una valvola di non ritorno che vieta la rotazione della vite in fase di
iniezione.
9
Nel caso di materiali fusi molto viscosi come il PVC rigido, la lavorazione è effettuata con ugelli di
iniezione aperti . Invece per materiali molto scorrevoli si provvede alla chiusura dell’ugello con un
sistema a spillo che funziona come una valvola di non ritegno. Le masse da stampaggio rinforzate
con fibre e con cariche minerali, usurano notevolmente l’unità di iniezione, anche i polimeri tecnici
e in particolare quelli resistenti a temperature che vengono processati a circa 450°C , portano
l’acciaio vicino alla prima zona di trasformazione.
1.3
Il ciclo di stampaggio
Un ciclo di stampaggio ad iniezione è costituito da fasi distinte, ognuna delle quali caratterizzata da
diversi aspetti, quali la fisica di processo, le operazioni del gruppo di plastificazione e quelle del
gruppo di chiusura.
Figura 6
Ciclo di stampaggio
La fisica del processo è illustrata nell’anello esterno della figura sopra.
- Fase 1: Riempimento (filling). Il fuso è iniettato nella cavità dello stampo, in controllo di velocità
della vite, che funge da pistone, fino al completo riempimento. Questa fase termina idealmente un
10
istante prima che la cavità sia completa per evitare picchi di pressione. Il controllo di questa fase è di
tipo volumetrico: la pressa regola le velocità di avanzamento della vite punzonante e, quindi anche
le portate.
- Fase 2: “C” compensazione o pressurizzazione. Fase breve di crescita rapida di pressione
all’interno della cavità, ottenuta alla fine del flusso dopo che il controllo di quest’ultimo è già stato
commutato al livello di pressione;
- Fase 3: Mantenimento (packing). Terminata l’iniezione, il fuso presente all’interno dello stampo,
solidificando, si ritira: con la fase di mantenimento si cerca di mantenere una pressione costante
compensando il ritiro volumetrico con l’introduzione di altro fuso. Sia la fase di mantenimento che
quella di riempimento sono dunque fasi interessate dalla fisica del flusso di materiale: il
mantenimento ha termine con la solidificazione del punto di iniezione. La portata di materiale,
entrante in questa fase , è decisamente ridotta rispetto al riempimento iniziale, tuttavia è in funzione
dell’equilibrio idrodinamico e quindi del delta di pressione.
- Fase 4: Raffreddamento senza flusso (sealed cooling). Si indica come tempo di raffreddamento
di un ciclo, il tempo in cui il componente si trova all’interno dello stampo, ma non c’è più flusso di
materiale. Bisogna quindi fare attenzione a cosa si intende per raffreddamento: in realtà il fenomeno
fisico del raffreddamento del fuso inizia non appena questo è iniettato nella cavità ed entra in
contatto con le pareti fredde dello stampo (tempo zero). Tuttavia, tale fenomeno, nella fase di
riempimento, è contrastato dal calore generato per dissipazione dal flusso che riempie rapidamente
lo stampo; pertanto si tende a considerare la fine della fase di iniezione come inizio del tempo totale
di raffreddamento.
E’ corretto suddividere la fase di raffreddamento in due sotto fasi: nella prima c’è un raffreddamento
con un apporto di materiale, e quindi una situazione di flusso, anche se estremamente limitata
rispetto alla fase dinamica d’iniezione; nella seconda sotto fase, invece, avviene un raffreddamento
sigillato (senza flusso), in cui la densità del polimero aumenta per contrazione termica, ma il volume
occupato (forma dello stampo) non varia sino a che permane pressione, grazie alla compressibilità
del materiale effettuata nella prima sotto fase.
- Fase 5: Estrazione. Il componente è estratto per mezzo di estrattori opportunamente posizionati
nello stampo, in maniera tale da non compromettere la qualità del pezzo. Il pezzo, ancora caldo al
momento dell’estrazione, completa il suo raffreddamento in aria o, in casi particolari, per
11
immersione in acqua. La forma finale, con i ritiri e le eventuali deformazioni, richiede del tempo per
completarsi a causa dei fenomeni di ritardo di cristallizzazione e riequilibrio di tensioni interne
Il peso che ognuna delle fasi ha in percentuale sul tempo ciclo totale, può essere visualizzata
indicativamente nel seguente grafico. Si nota come la fase di iniezione vera e propria rappresenti in
realtà, la fetta più sottile dell’intero processo.
Figura 7 Tempi ciclo
1.4
Regolazione della Pressa
La funzione relativa ai controlli di avanzamento del fuso ha avuto grandissimi sviluppi.
Da una semplice impostazione di un solo valore di pressione idraulica nelle macchine che, prive di
vite di plastificazione, ottenevano il risultato di fondere (plastificare) e iniettare, spingendo il
materiale in cilindri riscaldati dotati di ogive per forzarne l’avanzamento con il miglior contatto con
superfici riscaldate più ampie possibili, con l’avvento della vite, si è passati a gestire profili di
velocità e pressione con precisione crescente.
Nella figura 7 è
mostrato l’avanzamento delle fasi di iniezione nel tempo: il tempo di ciclo è la
somma dei tempi delle singole fasi ed è evidente come sia il tempo di raffreddamento nello stampo a
condizionare l’aliquota maggiore del tempo di processo.
Nel ciclo di stampaggio visto, il grande tempo portato via dal raffreddamento del pezzo nello
stampo può essere parzialmente recuperato nel tempo di plastificazione nuovo materiale dopo la fine
12
della fase di mantenimento. Infatti dopo questo momento la parte a minore sezione del o dei canali
di colata produce un’ostruzione di polimero solido che non consente il ritorno all’indietro del
materiale nello stampo, allora la vite riprendendo lentamente la rotazione arretra andando a lavorare
nuovo polimero e facendo affluire sul puntale il polimero già plastificato.
La regolazione delle varie fasi e la movimentazione viene effettuata mediante sistemi a
microprocessore sia che la regolazione avvenga a circuito aperto che chiuso. I dati di processo
possono essere registrati per controllare che durante la produzione non si siano verificate
oscillazioni eccessive dai dati impostati: d’altra parte quando alcuni parametri risultano alterati la
pressa blocca immediatamente la produzione.
Nelle regolazioni in circuito aperto (feed forward control) la pressa avendo impostati valori di
pressione, temperature, corse, velocità, ecc. agisce in modo da non superarli.
Nel caso delle presse regolate in circuito chiuso (feed back control) la logica di azione della
macchina è tale che se si verifica un aumento ad esempio della temperatura la macchina lo registra e
agisce sugli elementi che controllano le variazioni termiche; ad esempio può ridurre la temperatura
delle resistenze o ridurre il numero di giri della vite. Esiste in questo caso un dialogo tra funzioni
della pressa e organi di controllo per cui anche se ad oggi non sono stati realizzati collegamenti
diretti di interdipendenza tra funzionamento e parametri in tutte le macchine, l’evoluzione delle
nuove sarà proprio quello di lavorare con una logica in tutte le fasi dello stampaggio ed in
particolare su quanto avviene nello stampo. Il circuito chiuso con lo sviluppo dell’informatica sarà
in grado di far effettuare stampate ragionate caso per caso recuperando e riducendo le oscillazioni
della produzione.
13
2 Fisica dello stampaggio ad iniezione
Per fisica dello stampaggio ad iniezione si intende l’analisi delle variabili fisiche che influenzano il
comportamento del polimero all’interno dello stampo e delle loro correlazioni. Lo studio coinvolge
tutte le fasi dello stampaggio: l’iniezione, la compattazione e il raffreddamento. Solo indagando i
fenomeni fisici alla base, sarà possibile intervenire sulle variabili di processo, per ottimizzare il
ciclo e la qualità del prodotto finito.
2.1
Il riempimento
La fase di riempimento dello stampo è molto complessa, poiché riguarda il trasporto di materia di un
fluido reologicamente complesso, in transizione di fase e in condizioni non isoterme.
Per avere un’idea di ciò che accade all’interno della cavità, osserviamo il grafico di figura 8 che
mostra la relazione tra portata e pressione di un fluido.
14
Figura 8
Tipi base di curve di pressione
La linea azzurra, che indica una proporzionalità diretta tra portata e pressione, è tipica dei fluidi
newtoniani quali acqua o olio. Il fattore di proporzionalità dipende dal valore della viscosità a
taglio, tipica del materiale.
La curva verde mostra la relazione tra i due parametri tipica di un polimero fuso in condizioni
isoterme, ovvero con la cavità alla stessa temperatura del polimero stesso. In questo caso,
all’aumentare della portata diminuisce la relazione pressione/portata. Il fenomeno si spiega con il
fatto che quando aumenta la velocità, le catene macromolecolari caratteristiche dei polimeri,
diminuiscono il loro “aggrovigliamento”, e la viscosità, che misura la resistenza al flusso,
diminuisce.
La curva rossa mostra infine il comportamento di un polimero fuso in condizioni non isoterme,
condizione dello stampaggio ad iniezione, in cui il polimero a temperatura elevata riempie la cavità
dello stampo a temperatura più bassa.
Inizialmente, per portate che aumentano, la pressione diminuisce, ovvero la viscosità diminuisce.
L’aumento di velocità causa da un lato la distensione delle catene macromolecolari, dall’altro un
aumento di temperatura per il calore generato per attrito. Inoltre ricordiamo che da un punto di vista
dei parametri di processo, un aumento di portata si traduce in una diminuzione del tempo di
riempimento, e dunque in un minor raffreddamento del fuso. Aumentando ulteriormente la portata,
la pressione inizia a salire: in questo caso le perdite di pressione non sono più compensate dal
15
beneficio sul valore di viscosità. Intuitivamente le condizioni di processo da utilizzare saranno
quelle per cui la pressione di riempimento ha un minimo.
Vediamo ora più da vicino come si comporta il fluido non-newtoniano in condizioni di flusso non
isoterme.
Appena il fuso entra nello stampo, a contatto con le pareti fredde, solidifica immediatamente
formando una guaina solida (frozen layer). Lo spessore della guaina ha due diversi effetti: da un lato
funziona da isolante tra il polimero fuso e lo stampo freddo, dall’altro provoca una diminuzione
della sezione di passaggio effettiva del polimero e dunque un aumento di velocità. Il fronte di flusso,
d’altra parte, si trova a scorrere in una sezione ancora completamente libera e perciò a velocità
minori. Questa differenza tra le velocità di scorrimento provoca il comportamento di flusso a
fontana, rappresentato in figura.
Figura 9 Flusso a fontana
Per avere un’idea dei flussi di calore durante l’iniezione, consideriamo una cavità formata da due
lastre parallele a distanza h costante, molto minore delle altre due dimensioni. In figura 10 è
rappresentata una schematizzazione del bilancio energetico di un volume del polimero.
16
Figura 10 Bilancio energetico
Per il calcolo del calore generato per attrito è fondamentale l’andamento del profilo di velocità del
fuso nella sezione, ovvero dei gradienti di velocità. Supponiamo di dividere il fuso che scorre tra le
due lastre in tante lamine parallele. Naturalmente la lamina a contatto con il frozen layer avrà
velocità nulla, mentre velocità massima avrà la lamina a distanza h/2.
L’andamento del profilo di velocità è tuttavia molto diverso da quello parabolico dei fluidi
newtoniani: i gradienti maggiori si hanno immediatamente sotto la guaina solida e il profilo è
schiacciato al centro.
Determinato il calore generato per attrito e quello trasmesso per conduzione dalle lamine del fuso
più interne, si ricava il profilo di temperatura attraverso tutta la sezione.
17
Figura 11 Dissipazione per attrito
Figura 12 Profili di temperatura
18
2.2
La compattazione
Da un punto di vista concettuale questa fase è chiamata di mantenimento relativamente
all’operazione del ciclo pressa che vede la vite stazionare in avanti su un cuscinetto di resina che si
riduce con il tempo, ma che non deve mai azzerarsi per assicurare l’apporto di materiale necessario a
compensare le contrazioni da raffreddamento. In realtà qualsiasi solidificazione prematura porta
un’interruzione dell’apporto di materiale a valle della zona solidificata. Inoltre, a causa della
comprimibilità dei polimeri, le contrazioni termiche possono essere contrastate anche più a lungo
del tempo di mantenimento programmato, a causa di pressioni residue interne. Per questo la fase
fisica del processo è detta di mantenimento e, secondo la zona del manufatto, può essere più lunga o
più breve di quella di compattazione.
Il momento in cui inizia questa fase, che è molto importante per la qualità del componente stampato,
non è semplice da controllare.
Da un punto di vista fisico, consideriamo che la fase inizi nel momento stesso in cui la cavità dello
stampo è completamente riempita e la pressione, che fino ad un momento prima andava dal valore
d’iniezione all’entrata, al valore atmosferico sul fronte di flusso, inizia a salire in tutta la cavità.
Escludiamo da questa analisi la possibilità che aria residua nella cavità provochi pressioni sul fronte
di flusso.
In figura 13 è illustrato il caso di un semplice flusso monodirezionale, quale quello che si può
riscontrare stampando un provino rettangolare. Viene mostrata la distribuzione di pressione in
funzione della distanza di flusso a partire dalla zona in prossimità dell’iniezione.
19
Figura 13 La pressione nella cavità
La curva rossa mostra chiaramente la distribuzione della pressione sino al momento del
completamento del flusso di riempimento che avviene ad un tempo indicato come Tef (time end of
flow). Subito dopo questo istante, al tempo indicato con T1, la pressione tende a salire rapidamente
in tutta la cavità. Questa fase, chiamata di compensazione o pressurizzazione (packing), precede la
fase di mantenimento (holding) durante la quale avviene la compattazione dell’intero pezzo. Poiché
il polimero è comprimibile, la pressione non si livella lungo tutto il flusso,ma risulta più bassa alla
fine dello stesso. Nei tempi successivi di mantenimento (curva T2), la cadute di pressione tra l’inizio
e la fine della cavità possono aumentare sensibilmente a causa degli aumenti di viscosità del
polimero che continua a raffreddarsi. A questo punto possiamo notare che il nostro provino
solidificherà con pressioni diverse da punto a punto, causando differenze di proprietà nel pezzo
finale.
I diagrammi che illustrano le relazioni tra pressione, volume e temperatura dei materiali sono
indicati come curve pvT.
La figura 14 illustra in modo qualitativo queste relazioni per un polimero amorfo.
20
Figura 14 Curve pvT per amorfi
Notiamo anche che la dilatazione volumetrica cambia di pendenza nell’intervallo di temperatura in
cui avviene il fenomeno della transizione vetrosa, che rappresenta il passaggio tra un fluido e un
solido.
La figura 15 si riferisce a polimeri cristallini e illustra lo stesso fenomeno di compressibilità con
un nuovo importante fattore rappresentato dal grande cambiamento di volume nell’intervallo di
transazione effettiva solido/liquido in cui avvengono fusione e solidificazione (cristallizzazione). A
differenza delle sostanze cristalline ordinarie, la natura macromolecolare delle materie plastiche, le
porta a cristallizzare in un intervallo di temperature che cambiano in funzione delle pressioni e del
tipo di transizione.
Specifichiamo il fatto che le due figure non sono in scala: la contrazione termica di volume, nel
passaggio tra la temperatura tipica del fuso e il solido a temperatura ambiente, è dell’ordine del 2025% per i semicristallini e dell’8-10% per gli amorfi. I valori di comprimibilità a 1000 bar sono del
12-15% per i primi e intorno al 10% per i secondi.
21
Figura 15 Curve pvT per cristallini
Si comprende dunque come controllando i valori delle pressioni e del campo di temperature, si
determini il ritiro del pezzo stampato e le eventuali disomogeneità all’interno dello stesso.
La figura 16 illustra in dettaglio questo importante effetto. Il ritiro volumetrico del pezzo si ricava
dalla differenza tra il volume specifico alla temperatura D sulla curva di pressione HP e quello a
temperatura ambiente E ed a pressione atmosferica (curva AP). La situazione D rappresenta il
momento in cui si interrompe l’apporto di nuovo materiale, lasciando la pressione in una cavità
“sigillata” dalla solidificazione del punto di iniezione.
Figura 16 Ciclo di stampaggio sulle curve pvT
22
L’evoluzione delle variabili fisiche durante lo stampaggio si ricava seguendo il percorso da A ad E:
1. iniziamo con la temperatura A, la cavità stampo vuota e il materiale a pressione atmosferica
(curva AP);
2. ultimiamo il riempimento e ci troviamo sulla curva FP (Filling Pressure) al punto B. La
temperatura in questo istante può essere più alta o più bassa di quella iniziale in funzione della
posizione della cavità in cui situiamo il nostro piccolo volume di controllo e delle condizioni
d’iniezione che possono far prevalere il raffreddamento o il riscaldamento per frizione;
3. commutiamo immediatamente alla pressione di mantenimento che abbiamo supposto in questo
esempio più alta di quella necessaria al riempimento. Ci troviamo così al punto C sulla curva HP,
senza variazione nella temperatura, ma con un volume specifico inferiore;
4. manteniamo costante la pressione di mantenimento per un certo tempo che permetterà al pezzo di
raffreddarsi fino alla temperatura del punto D;
5. ammessa la solidificazione dell’iniezione come già indicato, lasciamo raffreddare il pezzo.
Quando avrà raggiunto la pressione atmosferica (normalmente prima dell’estrazione dallo stampo) e
la temperatura ambiente, avrà il volume E.
La differenza tra i due volumi è il ritiro volumetrico che normalmente viene espresso in percentuale.
La trasformazione da quest’ultimo in ritiro lineare, utilizzato per dimensionare gli stampi, deve
considerare tutte le eventuali anisotropie del materiale e i vincoli di forma che contrastano le
contrazioni. Fatte queste considerazioni,si può ritenere, con sufficiente approssimazione, che il ritiro
lineare sia dell’ordine di 1/3 del ritiro volumetrico.
E’ evidente che qualsiasi variazione locale di temperatura, pressione e tempo per cui essa agisce,
porta a ritiri diversi e quindi, la possibilità di uniformare i ritiri volumetrici consente una migliore
qualità del manufatto.
Considerando i valori di compressibilità e di contrazione termica, possiamo comprendere alcuni
problemi legati alle difficoltà di espulsione che si incontrano con estrazioni profonde di pareti sottili
stampate con materiali amorfi. Quando la pressione di riempimento è troppo elevata e non si riesce a
commutarla a valori bassi prima della solidificazione dell’iniezione, la contrazione termica non è in
grado di azzerare la pressione all’interno della cavità e si genera una situazione di ritiro negativo.
Gli sforzi di estrazione aumentano, specialmente se il materiale ha un elevato coefficiente di attrito
con lo stampo.
23
Dalla stessa figura si nota come è possibile ottenere un ritiro uguale in condizioni diverse. Per
esempio, se risultasse impossibile utilizzare la pressione di mantenimento della curva HP a causa di
problemi nella forza di chiusura della pressa, si otterranno gli stessi risultati utilizzando la pressione
più bassa della curva FP con la linea orizzontale che parte da D. Naturalmente ciò richiederà un
dimensionamento diverso dell’iniezione, ovvero tempi di mantenimento più lunghi.
Considerando l’interesse nel non dilatare eccessivamente i tempi di mantenimento in pressione,
perché durante questa fase la vite è impegnata come punzone di iniezione e non può plastificare, le
dimensioni sono sempre critiche per ottenere un buon compromesso tra qualità e produttività.
Da un punto di vista pratico possiamo valutare l’effettiva durata della fase di compattazione
valutando il peso dei pezzi di una serie di stampate eseguite con un ciclo totale costante (al fine di
garantire l’uniformità di temperatura del materiale plastificato) e tempo di mantenimento variabile.
Aumentando il tempo di mantenimento noteremo un aumento di peso sino ad un valore massimo che
indicherà l’istante in cui cessa l’apporto di materiale.
2.3
Le
curve
ideali
di
pressione
d’iniezione
e
mantenimento
In generale le curve ideali di pressione dovrebbero essere prive di picchi che portano momentanei
squilibri nella morfologia dei materiali. Ciò significa richiedere che la pressione di mantenimento
sia uguale a quella massima di riempimento, come illustrato dalla curva gialla riportata in tutte le
immagini della figura 17.
24
Figura 17 Pressione nella cavità
L’uso di una pressione di mantenimento più alta di quella di riempimento, come illustrata dalla
curva verde, è spesso particolarmente interessante per i materiali semicristallini. Infatti questi sono
generalmente molto fluidi e richiedono modeste pressioni per il riempimento, mentre le loro grandi
contrazioni volumetriche devono essere contrastate da alte pressioni di mantenimento.
La situazione è opposta per i polimeri amorfi che, essendo tipicamente molto più viscosi, richiedono
alte pressioni di iniezione, ma, non avendo transizioni di primo grado (solidificazioni), ma solo
trasformazioni di secondo grado (transizioni vetrose da fluido a liquido super-raffreddato), hanno
modeste contrazioni volumetriche per raffreddamento.
La curva rossa indica una situazione da evitare in ogni caso. Un’iniezione troppo grande senza un
adeguato tempo di mantenimento (open gate), vede un riflusso di materiale nei canali che genera
manufatti con ritiri elevati, oltre a tempi di raffreddamento più lunghi per il cattivo contatto del
pezzo con la superficie della cavità dovuto al ritiro.
La curva blu mostra un’iniezione troppo piccola (small gate) che solidifica prematuramente e non
permette una sufficiente compattazione.
2.4
La fase di raffreddamento
Quesa fase ha una grande importanza ai fini dell’intero processo di stampaggio ad iniezione di
materiali termoplastici; si pensi che la sua durata incide dal 50% al 90% sul tempo totale del ciclo.
Controllare il raffreddamento aggiunge costi allo stampo, quindi, di solito, solo per prodotti molto
25
importanti si prevede un buon tempo di raffreddamento; inoltr tale raffredamento deve essere il più
uniforme possibile, onde evitare tensioni residue e deformazioni.
Dal punto di vista tecnico, il tempo di raffreddamento è quell’intervallo del ciclo che serve ad
assicurare che il materiale introdotto allo stato fuso nello stampo raggiunga almeno una rigidità
sufficiente per essere estratto senza deformarsi.
Per caratterizzare la fase di raffreddamento dobbiamo tenere conto di :
o Determinare la quantità di calore da asportare
o Determinare e controllare la velocità di raffreddamento
o Determinare il grado di uniformità del raffreddamento
o Determinare i parametri del condizionamento termico
o Determinare il tempo minimo di raffreddamento
2.4.1
Come determinare la quantità di calore da asportare
Per poter valutare la quantità di calore da asportare si possono usare le curve dell’entalpia del
polimero specifico, moltiplicando il peso dell’intera stampata per la differenza tra i valori alla
temperatura del materiale fuso che riempie lo stampo e quelli alla temperatura di estrazione.
Tuttavia tale metodo non è rigoroso perché, anche ammettendo che la temperatura del fuso in
ingresso sia uniforme, viene trascurato il calore sviluppato per attrito viscoso durante il flusso e
presuppone che tutta la stampata abbia raggiunto la stessa temperatura in tutti i punti al momento
dell’estrazione, il che sarebbe possibile solo per stampaggio di lastre piane senza canali di
alimentazione così da avere un’unica geometria di raffreddamento.
Ricordiamo che, a causa del calore latente di solidificazione, i materiali semi-cristallini ( PA,
POM,...) hanno entalpie maggiori degli amorfi ( ABS, PS,...) a parità di temperature di lavorazione.
26
2.4.2
Velocità di raffreddamento
La velocità di raffreddamento incide molto sulle proprietà dei pezzi stampati; infatti un’alta velocità
di raffreddamento, nei polimeri semi-cristallini, porta ad un ritardo di cristallizzazione, causando
instabilità dimensionale e modificando alcune proprietà.
Ad alte velocità di solidificazione, ottenute con stampi relativamente freddi, si hanno
cristallizzazioni parziali che causano ridotti ritiri di stampaggio, ma conseguenti alti post-ritiri.
Sostanzialmente, il controllo della velocità di raffreddamento è determinato dalla temperatura dello
stampo.
Inoltre, anche per i materiali amorfi, un raffreddamento troppo rapido può essere alla base di
problemi causati dal congelarsi di tensioni interne che potrebbero invece rilassarsi con
raffreddamenti più lenti. L’ovvia conseguenza indica che ogni categoria di materiali trova un campo
di stampabilità che non è legato solo alla possibilità di riempimento, come erroneamente talvolta
assunto.
2.4.3
Grado di uniformità di raffreddamento
Pezzi planari si ottengono solo con l’uniformità di raffreddamento delle due facce misurabile come
uniformità di temperatura della superficie della cavità al momento dell’estrazione. In mancanza di
queste uniformità il manufatto si deforma nella direzione della temperatura più alta, a cui
corrisponde una maggiore contrazione termica. La forma geometrica del manufatto influenza il
raffreddamento delle sezioni specifiche. Per esempio, nei cambi di direzione la differenza tra le
superfici di scambio termico interne ed esterne sposta il centro di solidificazione generando una
tendenza al richiudersi; pertanto è opportuno cercare di aumentare l’area interna del manufatto,
introducendo, ad esempio, degli smussi.
27
2.4.4
Parametri per il condizionamento termico
Invece di parlare di raffreddamento, possiamo generalizzare ed introdurre il termine di
condizionamento, anche perché in certi casi è richiesto il riscaldamento piuttosto che il
raffreddamento dello stampo.
Comunque sia, i fenomeni da considerare sono: la conduzione tra plastica e la cavità dello stampo,
la conduzione tra il materiale della cavità dello stampo e l’intero stampo, e la convezione tra lo
stampo ed il fluido di condizionamento.
Tramite l’analisi FEA è possibile conoscere le temperature del manufatto all’interno della cavità,
tuttavia la realizzazione dell’impianto di condizionamento deve tenere conto di molte cose, tra cui:
Disposizione, tipo, dimensioni e modi di collegamento di tutti gli elementi che costituiscono il
circuito di raffreddamento ;
Tipo di fluido da impiegare :
Portate del fluido e pressioni necessarie a mantenerle ;
Temperature del fluido di raffreddamento ;
Tipo di acciaio usato per la costruzione delle matrici ;
Eventuale uso di inserti ad elevata capacità termica ;
Influenza del tempo di apertura, chiusura ed estrazione.
Oltre alla suddivisione dei circuiti di condizionamento in parte fissa e parte mobile dello stampo, è
spesso necessario utilizzare più circuiti separati che potrebbero richiedere portate e temperature del
fluido di raffreddamento molto diverse allo scopo di ottenere il raffreddamento nei tempi voluti con
l’uniformità di temperatura del materiale necessaria alla qualità del pezzo.
2.4.5
Calcolo del tempo minimo di raffreddamento
Il tempo minimo di raffreddamento può essere determinato sperimentalmente riducendolo
progressivamente sino al valore minimo al quale si continuano a ottenere in modo consistente pezzi
privi di deformazioni. Come abbiamo visto nell’analisi globale del ciclo, l’ottenimento di questo
28
obiettivo può essere impedito da un tempo di plastificazione relativamente lungo, facendo sorgere
dubbi sul suo effettivo raggiungimento
Per stimare con maggiore precisione il tempo di raffreddamento, in tutte le condizioni di
stampaggio, viene usata la formula proposta da Ballman e Shusman nel 1959; basata
sull’applicazione dei calcoli di conducibilità termica descritti dalle equazioni di differenziali di
Fourier.
Come esemplificazione, si considera una sola direzione della rimozione del calore, ipotizzando che
lo spessore del pezzo sia molto minore rispetto alle altre due dimensioni.
In questa formula viene anche ipotizzato che la temperatura del materiale sia uniforme in tutta la
stampata e che il gradiente di raffreddamento sia costante.
L formula del tempo di raffreddamento, così, assume la forma di una trasmissione di calore in
regime stazionario, anziché transitorio.
Traff
Dove
t
t 2 log e
2
indicalo spessore del pezzo,
Tg Tm
4 Tc Tm
la conducibilità termica del polimero in mm2/s, Tc è la
temperatura del materiale in °C, Tm è la temperatura dello stampo, Tg è la temperatura d’estrazione
del materiale.
Esistono diversi grafici e tabelle usate per semplificare il calcolo di questa formula, la quale è molto
legata alla diffusività termica del polimero usato.
29
3
Difetti nel manufatto finale
Raggiungere l’obiettivo di stampare un manufatto in plastica il più possibile esente da difetti è un
compito complesso, che richiede una notevole esperienza e abilità nel design del pezzo e dello
stampo, nella programmazione dei parametri di processo, nella comprensione della fisica dello
stampaggio. Quasi sempre questo implica, come naturale, il bilanciamento di esigenze contrastanti.
Diamo ora una panoramica dei difetti più comuni presenti nei manufatti finiti, approfondendo in
modo particolare il problema della deformazione.
3.1
Esitazione del fronte di flusso
L’esitazione del flusso è un’anomalia nel percorso del fuso all’interno della cavità che può portare
alla formazione di linee di giunzione fredde o, nel caso peggiore, ad un riempimento incompleto
(short shot). Si verifica quando il fuso si trova ad attraversare, vicino al punto di iniezione, una zona
con grandi perdite di pressione (bruschi restringimenti di sezione). Il percorso del fuso tenderà a
prendere altre vie preferenziali, mentre rallenterà in queste zone. Il rallentamento comporta un
rapido raffreddamento del fronte di flusso, poiché meno calore è generato per attrito e più calore è
perso per conduzione. Una volta che tutta la cavità è riempita, la pressione sale fino a rifondere
questo fronte di flusso solidificato, formando una linea di giunzione fredda, ma se viene raggiunto il
limite della pressa utilizzata, si ha un riempimento incompleto.
30
La soluzione consiste nel mettere il più lontano possibile dal gate, le zone con restringimenti di
sezione, in modo che il fuso le raggiunga per ultime, senza esitare.
3.2
Gli spruzzi
Gli spruzzi (jetting) di materiale sono dei difetti di tipo estetico che si trovano normalmente in
corrispondenza del punto di iniezione. Se la geometria della cavità presenta grandi e improvvise
variazioni di spessore e il regime di flusso passa bruscamente da laminare a turbolento, si creano
sulla superficie del pezzo linee “a serpentello”.
I parametri da tenere sotto controllo per evitare il fenomeno del jetting sono:
• la velocità di iniezione : se è troppo elevata il polimero uscente dal gate avrà un regime di moto
turbolento;
• la geometria della cavità : non deve presentare brusche variazioni di spessore, soprattutto nel
punto di iniezione;
• le caratteristiche del materiale : gli spruzzi sono più probabili per materiali poco viscosi.
3.3
Le linee di giunzione
Sono le linee lungo cui si è avuta la congiunzione di due fronti di flusso. Sono da considerarsi difetti
sia per ragioni estetiche, poiché risultano evidenti se guardate in controluce, sia per ragioni
strutturali, poiché interrompono la continuità del materiale, soprattutto se i due fronti al momento
della giunzione si trovavano a temperature basse (giunzioni fredde). Una distinzione formale viene
fatta infine a seconda che i due fronti si incontrino frontalmente, in questo caso si parla di linee di
giunzione propriamente dette (weld lines) o che formino un angolo acuto con la linea di giunzione:
in quest’ultimo caso si parla di linee di fusione (meld lines).
31
3.4
Ritiri
Il ritiro (shrinkage) è la contrazione volumetrica che subiscono le materie plastiche passando dalle
temperature di processo alla temperatura ambiente.
Tali variazioni possono arrivare fino al 25% e sono maggiori nei materiali semicristallini che in
quelli amorfi, come deducibile dalle curve pvT. Il ritiro volumetrico è in parte evitato dalla fase di
compattazione, che compensa la contrazione del polimero che si sta raffreddando, introducendo
altro materiale a pressione elevata.
Dalle stesse curve pvT, si nota come il valore del ritiro dipenda dalle condizioni di processo, ma più
in dettaglio esso dipenderà anche da altre variabili come indicato nella figura 18.
Figura 18 Variabili di ritiro
Il ritiro volumetrico avviene per lo più nella fase di raffreddamento all’interno dello stampo, ma
continua anche dopo l’estrazione, e controlli sulla stabilità dimensionale dei manufatti sono eseguiti
anche a distanza di diversi giorni.
Concludiamo con il sottolineare il fatto, che verrà ampiamente trattato più avanti, che il ritiro
volumetrico in sé raramente è un difetto nel pezzo finito, poiché in genere con la fase di
mantenimento si riesce a portarlo entro valori accettabili. E’ invece un grande problema la
disuniformità del ritiro da punto a punto all’interno di uno stesso pezzo, poiché questo comporta
delle deformazioni o tensioni residue.
32
3.5
Deformazioni
Per rispettare le tolleranze indicate nel progetto, dettate da esigenze funzionali e da eventuali
accoppiamenti in una linea di assemblaggio, il pezzo prodotto non deve presentare eccessive
deformazioni finali.
La causa di tutte le deformazioni che troviamo nel manufatto è la differenza di ritiro volumetrico da
zona a zona nello stesso pezzo: se il ritiro fosse uniforme, avremmo semplicemente un prodotto che
non rispetta le tolleranze dimensionali, ma che segue perfettamente tutte le tolleranze di forma.
Tuttavia evitare le disomogeneità dei valori di ritiro volumetrico è molto complesso, a causa della
varietà di fattori da cui dipende e dalla complessità delle loro interazioni. Alcuni di questi fattori
sono già stati presi in esame nel paragrafo precedente: temperatura del fuso e dello stampo, spessore
della cavità, pressione e tempo di mantenimento.
Qualsiasi differenza di tali parametri durante lo stampaggio del pezzo porterà ad una deformazione.
Le cause principali di un ritiro disomogeneo sono:
• sovraimpaccamento (overpacking). Se una zona dello stampo si riempie molto prima del resto
della cavità (flusso sbilanciato), essa subirà un innalzamento di pressione e si troverà impaccata già
in fase di riempimento. In questo caso il parametro che causa un ritiro differenziato è il tempo di
mantenimento;
diversa orientazione. I materiali che presentano un’orientazione ritirano meno nella
direzione di orientazione, rispetto a materiali non orientati. L’orientazione può essere
conferita in fase di riempimento dalla disposizione delle molecole nella direzione di
flusso, oppure dalle eventuali fibre di materiali rinforzati;
diversa cristallinità. Questo aspetto riguarda i materiali semicristallini. Se alcune parti dello
stampo raffreddano più lentamente, il loro livello di cristallinità è maggiore e maggiore
sarà il valore di shrinkage;
diverso raffreddamento. Il raffreddamento differenziato tra le due superfici del pezzo causa
un gradiente di ritiro attraverso lo spessore. Cause di un raffreddamento differenziato
possono essere: una diversità nel condizionamento del maschio e della femmina, presenza
di spigoli vivi (la faccia interna si raffredda molto più lentamente), presenza di inserti ad
alta conducibilità termica.
33
3.6
Tensioni residue
L’analisi delle tensioni residue nel manufatto finale, è utile per comprendere quali strategie
utilizzare per diminuirne le deformazioni, oltre che per diminuire le tensioni stesse, che non sono
altro che pretensionamenti del pezzo in produzione.
Finché il manufatto resta nello stampo, il ritiro e le deformazioni sono inibite meccanicamente dal
vincolo di forma delle pareti dello stesso stampo: invece delle deformazioni, all’interno del pezzo
restano congelate tensioni residue (residual stress). Dopo l’estrazione, le tensioni interne tendono a
raggiungere un equilibrio, e se non hanno un profilo perfettamente simmetrico sulla sezione, il
manufatto si deforma.
Analizziamo le varie cause di creazione di tensioni residue.
La causa prevalente sono le differenti velocità di raffreddamento nella sezione della cavità. La
guaina solidificata esterna, formatasi in fase di iniezione, impedisce, durante la fase di
raffreddamento, la contrazione degli strati interni. Si creano perciò tensioni di trazione all’interno e
di compressione negli strati più esterni. Se il profilo di tensioni residue attraverso la sezione, è
asimmetrico, il pezzo, una volta estratto, si deformerà.
Figura 19 Tensioni per raffreddamento differenziato
Se la pressione di impaccamento è tanto alta che la pressione all’interno della cavità non può essere
annullata dall’effetto del ritiro, il pezzo al momento dell’estrazione, ha ancora una pressione residua
interna. Questo fa sì che il componente continui ad espandersi fino a che non si raggiunge un
equilibrio di tensioni sull’intera sezione, come mostrato nella figura 20.
34
Figura 20 Tensioni per impaccamento
Infine a causa del flusso a fontana durante il riempimento, si forma una guaina con viscosità elevata
che è allungata e compressa contro le pareti dello stampo e solidifica immediatamente. Restano così
congelate in superficie tensioni di trazione, e all’interno, per ripristinare l’equilibrio, si creeranno
tensioni di compressione.
Figura 21 Tensioni per flusso a fontana
Durante il processo di stampaggio tutti i profili di tensione residue riportati sopra sono sovrapposti,
e infine si avrà il seguente profilo:
35
Figura 22 Tensioni sovrapposte
Se alla fine del raffreddamento, una volta raggiunto l’equilibrio tensionale all’esterno dello stampo, i
profili delle tensioni interne saranno simmetrici come quelli riportati in figura, allora non si otterrà
nessuna deformazione. Invece, ad esempio, a causa di un raffreddamento differenziato tra maschio e
femmina, il pezzo tenderà ad incurvarsi, con il raggio della curvatura dalla parte della metà stampo
più calda.
Vogliamo infine ricordare che aumentando il tempo di raffreddamento all’interno dello stampo,
compatibilmente con valori di tempo ciclo accettabili, diminuisce la deformazione nel manufatto
finale, ma aumenta la quantità di tensioni congelate nel pezzo. A questo punto, si comprende come
sia necessario valutare attentamente i compromessi e le priorità dei diversi aspetti.
36
4
La tecnologia del sovra stampaggio
La tecnologia del sovrastampaggio (overmolding) permette di ottenere in pezzi unici, senza
necessità di un successivo assemblaggio, componenti con particolari realizzati in colori e materiali
diversi.
Tipici esempi di stampaggio multicolore sono i fanali per auto, mentre esempi di multimateriale si
hanno spesso in oggetti che presentano un accoppiamento tra parti rigide e morbide.
I risparmi economici dovuti all’eliminazione della fase di assemblaggio e dell’eventuale utilizzo di
collanti, spesso inquinanti, il valore aggiunto di un prodotto di qualità superiore, giustificano la
spesa sia per macchinari che superano il costo delle normali presse ad iniezione, sia per stampi di
complessità superiore.
Esistono diversi tipi di processi di sovrastampaggio, ognuno dei quali soddisfa particolari esigenze
di processo e di prodotto. Si possono fare indicativamente le seguenti distinzioni.
1
bi-iniezione con terminazione contemporanea dei fronti di flusso: l’adesione è assicurata
dai fronti di flusso che si incontrano. La separazione dei due materiali dipende dal
percorso di flusso che, soprattutto per geometrie complesse, non è facilmente
individuabile in fase progettuale;
2
trasferimento manuale del primo manufatto. L’adesione tra i due materiali potrebbe
essere compromessa a causa del totale raffreddamento del primo materiale al momento
della seconda iniezione e potrebbe risultare impossibile posizionarlo nel secondo stampo
a causa di ritiri e deformazioni;
3
core-back : dopo la prima iniezione, parti dello stampo sono messe in movimento per
liberare lo spazio per il secondo componente. Con questo tipo di processo si eliminano
37
tutti i tempi morti di trasferimento manuale o di movimentazione dello stampo (figura
23);
4
trasferimento automatico dopo la prima iniezione. Si realizza tramite una rotazione
automatizzata dello stampo e consente di sovrastampare componenti con geometrie
complesse e molto diverse (figura 24). Per quanto riguarda il posizionamento dei gruppi
di plastificazione e di iniezione, il posizionamento è del tutto arbitrario, compatibilmente
con il design dello stampo. Le disposizioni più comuni sono: posizionamento orizzontaleverticale, l’accoppiamento orizzontale, la sovrapposizione, la disposizione a L.
Figura 23 Core back
Figura 24 Trasferimento automatico
4.1
Proprietà dei materiali
Per ottenere una buona qualità dei componenti sovrastampati bisogna innanzi tutto fare attenzione
alla compatibilità dei materiali utilizzati. Questo vuol dire prestare attenzione a alcune
caratteristiche, quali:
Differenza dei coefficienti di espansione termica lineare;
38
Differenza di ritiro;
Adesione tra i materiali;
Coefficienti di espansione termica
Il coefficiente di espansione termica è un valore che indica la variazione in lunghezza per unità di
lunghezza di un materiale in un determinato range di temperatura. Le differenze tra i coefficienti di
espansione termica sono i primi fattori a dover essere valutati per determinare la fattibilità del
prodotto nel caso in cui in condizioni di utilizzo, il prodotto si trovi sottoposto a tali valori di
temperatura.
Infatti se i materiali sono rigidamente collegati (da una buona adesione all’interfaccia), diversi valori
dei coefficienti di espansione causeranno tensioni di trazione-compressione che potrebbero portare
anche alla rottura.
Differenza di ritiro
L’utilizzo di materiali con diversi valori di ritiro, causerà grandi deformazioni e tensioni nel
componente finale.
Adesione tra i materiali
La compatibilità dei materiali è fondamentale nel processo di overmolding. Nel caso in cui vengano
utilizzati colori diversi dello stesso materiale, questi si salderanno sicuramente all’interno dello
stampo, avendo la medesima temperatura di transizione ed avendo una perfetta compatibilità
chimica.
L’adesione tra due polimeri dipende infatti da due distinti meccanismi:
1
Diffusione chimica
2
Saldatura meccanica
La compatibilità chimica è il grado di diffusività che, ad alte temperature, si ha all’interfaccia tra i
materiali. I fattori decisivi sono i parametri di solubilità dei materiali, la loro tensione superficiale e
tutti i parametri di processo quali pressione e temperatura, oltre al tempo di contatto.
La tabella 1-1 propone una guida per la compatibilità chimica di vari termoplastici.
39
La realtà mostra esempi i cui risultati deviano molto da quelli indicati in tabella: la presenza di
piccole quantità di additivi e particolari condizioni di processo potrebbero determinare o meno
l’adesione tra materiali.
La saldatura meccanica può essere una saldatura dovuta alla rifusione del primo materiale iniettato:
in questo caso si dovrà prestare attenzione alle temperature di transizione dei polimeri e utilizzare un
secondo materiale che utilizzi temperature più elevate del primo. Un’ulteriore sicurezza per la
connessione dei sovrastampati può essere realizzata tramite un particolare design del pezzo che crei
un accoppiamento di forza o sottosquadri tra le parti.
40
41
42
5
Principi di disegno degli stampi
Lo stampo è probabilmente l’elemento più importante di una macchina ad iniezione ed influisce
molto sulla qualità dei pezzi stampati. Le sue funzioni sono:
1. determinare le forma del pezzo stampato;
2. condurre il materiale elasticizzato dal cilindro caldo alle cavità dello stampo stesso;
3. eliminare aria e gas intrappolati nelle cavità;
4. raffreddare l’oggetto finché non si è solidificato;
5. espellere l’oggetto stampato senza danneggiarlo o lasciare segni.
Gli stampi possono essere descritti in base a diversi parametri, come ad esempio numero di cavità,
materiale di costruzione,linee di chiusura, metodo di costruzione, tipo di entrate e metodo di
espulsione. Il tipo di stampo più usato per tutti i tipi di materiale è lo stampo a due piastre.
Le cavità sono poste tutte in una piastra mentre i punzoni sono tutti sono tutti ricavati nell’altra.
L’ugello dello stampo, che va contatto con l’ugello della pressa, in genere viene incorporato al
centro della parte fissa dello stampo. In questo modo la plastica arriva al centro del piano di chiusura
e da qui può essere distribuita su una singola cavità o anche su più cavità. I canali di alimentazione
invece sono quasi sempre incorporati alla parte mobile dello stampo per far si che la materozza
rimanga sempre attaccata alla parte mobile dello stampo. I punzoni invece,spesso vengono costruiti
separatamente e poi fissati alla parte mobile; questa operazione spesso rende la costruzione dello
stampo più agevole.
Le variazioni a questo tipo di modello possono essere infinite; è l’oggetto stesso che deve essere
stampato a richiedere soluzioni differenti a seconda della sua forma. In uno stampo a tre piastre ad
esempio, le cavità vengono ricavate su una piastra mobile. Questo permette di spostare il punto di
43
iniezione dal centro dello stampo ad un punto qualsiasi dello stampo stesso. Quando lo stampo viene
aperto le due piastre della parte fissa si separano e lasciano cadere la materozza.
Usare stampi con cavità multiple incrementa notevolmente la produzione. Il fattore limitante in
questo caso è la capacità di plasticizzare della macchina. Non esistono criteri per stabilire il numero
ottimo di cavità in uno stampo,in quanto esso dipende da numerosi fattori, tra i quali il più
importante è sicuramente la forma dell’oggetto da stampare.
La linea di giunzione tra parte fissa e parte mobile dello stampo viene chiamata piano di chiusura. Il
piano di chiusura può essere semplice o anche molto complesso o addirittura essere più di uno se
l’oggetto è molto complesso. La scelta del piano di chiusura è influenzata da diversi fattori come
forma del pezzo,numero delle cavità, metodo di estrazione ma il più importante sicuramente è il
tenere conto che il pezzo deve sempre rimanere attaccato alla parte mobile durante l’apertura dello
stampo, altrimenti non si potrebbe automatizzare il ciclo.
Ad oggi sono disponibili un gran numero di oggetti standardizzati per la costruzione di stampi,che
rendono sia la progettazione che la realizzazione molto più veloci. Non è difficile trovare in
commercio pacchetti di stampi come quello riportato qui di seguito.
Riassumendo, uno stampo è composto da due semistampi, la matrice e il punzone; una condizione
base che si richiede ad uno stampo affinché possa essere utilizzato efficacemente in produzione su
una macchina automatica per stampaggio a iniezione è che i pezzi prodotti vengano espulsi
automaticamente e che non richiedano interventi secondari di finitura.
Gli stampi vengono classificati in base a diversi criteri. La Norma tedesca DIN E 16750 “ Stampi a
iniezione e a compressione per materie plastiche “ classifica gli stampi sulla base dei seguenti
criteri:
o Stampi standard (stampi a due piastre);
o “ a cavità scomposta ;
o “ con estrazione a piastra;
o “ a tre piastre;
o “ a piastre sovrapposte (stack mold);
o “ a canale caldo;
44
Uno stampo inoltre necessita di perni di estrazione, questi servono inoltre come apertura per lo
sfiato delle cavità.
Per quanto riguarda il posizionamento corretto dello stampo e la sua guida si ricorre alle colonne
della pressa, queste però forniscono solo un allineamento approssimativo. Per ottenere un
posizionamento preciso è indispensabile un sistema di guida o centraggio interno, nell’ambito dello
stampo, il centraggio è garantito dai perni di centraggio.
5.1
Selezione dei materiali
Altra caratteristica degli stampi è il tipo di materiale da utilizzare per realizzarli. La selezione del
tipo di materiale va effettuata in base al tipo di resina da iniettare. Generalmente l’acciaio per
utensili è il materiale preferito, comunque le caratteristiche che devono soddisfare tale acciaio sono:
o alta resistenza all’usura;
o alta resistenza alla corrosione;
o buona stabilità dimensionale;
o buona conducibilità termica.
I tipi di acciaio da utilizzare per realizzare lo stampo sono molteplici di seguito vengono elencati i
più comuni a seconda delle esigenze ;
Alta resistenza alla corrosione: certi componenti aggressivi, e qualche volta la stessa massa plastica
fusa, possono attaccare chimicamente le superfici di figura dello stampo. E’ quindi raccomandato
l’impiego di acciai con rivestimenti resistenti alla corrosione, ad esempio rivestimenti multistrato di
cromo.
Acciai da cementazione: acciai a basso contenuto di carbonio che acquisiscono una superficie dura e
resistente all’usura grazie alla cementazione. Facilmente lucidabile.
Acciai pre-temprati: presentano una elevata tenacità accompagnata da buona resistenza a trazione,
sono preferiti .
Acciai temprati a cuore: caratterizzati da elevata durezza, tenacità e resistenza. Molto adatti per
stampi destinati all’iniezione di materiali abrasivi.
45
Acciai resistenti alla corrosione: sono resistenti all’ossidazione, all’usura e agli acidi. La
nitrurazione di questi acciai non è consigliata, poiché determina una riduzione della resistenza alla
corrosione.
5.2
Tipi di punti di iniezione
Il sistema di alimentazione della resina fluida all’interno dello stampo è costituito da punto di
iniezione e canali di alimentazione.
Per quanto riguarda i canali di alimentazione, sono in genere a sezione circolare o trapezoidale.
Quelli a sezione circolare sono sicuramente da preferire ove possibile,in quanto offrono la minore
resistenza allo scorrimento del materiale plastico. Questo tipo di canali però sono più costosi da
realizzare in quanto è necessario lavorare due parti dello stampo per realizzarli (un canale
semicircolare per ogni parte dello stampo). Per evitare questo, spesso vengono usati canali
trapezoidali, i quali hanno una maggiore resistenza allo scorrimento rispetto a quelli circolari ma
possono essere ricavati tutti dalla stessa parte dello stampo.
I punti di iniezione invece provvedono al collegamento tra le cavità ed i canali di alimentazione. Il
tipo di entrata, le sue dimensioni e la sua collocazione rispetto alla cavità dello stampo influenzano
fortemente il processo di stampaggio. Esistono in genere due tipi di entrate:grandi e ristrette. L’uso
di entrate ristrette (dimensioni non superiori a 1,5 mm) è vantaggioso perché aumenta la velocità del
materiale plastico (in quanto la sezione di passaggio è piccola) ed inoltre fa si che parte dell’energia
cinetica si trasformi in calore riscaldando ulteriormente la plastica ed infine favorisce il
mescolamento del materiale.
Il percorso della massa plastica nella cavità deve essere il più breve possibile, allo scopo di ridurre le
perdite di pressione e di calore. Il tipo e la dislocazione dei punti di iniezione e del sistema di
alimentazione sono importanti per:
o Economia di produzione;
o Proprietà del pezzo stampato;
o Tolleranze sullo stesso;
o Linee di saldatura dei flussi;
46
Entità delle tensioni interne residue nel pezzo stampato;
I tipi di punti di iniezione e canali di alimentazione più comuni sono:
1) Punto di iniezione a carota
E’ usato generalmente per pezzi di spessore relativamente forte oppure per lo stampaggio “delicato”
di materiali plastici di forte viscosità. La carota deve essere staccata dal pezzo dopo l’estrazione di
questo dallo stampo.
Figura 25 Puno di iniezione a Carota
2) Punto di iniezione capillare
A differenza di quello a carota, il punto di iniezione capillare viene generalmente staccato
automaticamente dal pezzo. Se il residuo visibile del punto di iniezione crea problemi, esso può
essere dislocato in corrispondenza di una leggera concavità sulla superficie del pezzo. Gli ugelli
pneumatici disponibili in commercio sono utilizzati anche per l’espulsione automatica di pezzi con
iniezione capillare.
Figura 26 Punto di iniezione capillare
47
3) Iniezione a diaframma
Questo tipo di iniezione è utile per realizzare ad esempio bussole con il maggior grado possibile di
concentricità, evitando linee di saldatura dei flussi. La necessità di rimuovere il punto di iniezione
per mezzo di una successiva lavorazione costituisce però uno svantaggio, così come il supporto
unilaterale dell’anima.
Figura 27 Iniezione a diaframma
4) Iniezione a disco
E’ utilizzata di preferenza all’interno di pezzi cilindrici allo scopo di eliminare le disturbanti linee di
saldatura dei flussi.Quando il materiale da iniettare è caricato, ad esempio con fibre di vetro, il punto
di iniezione a disco può ridurre la tendenza alle distorsioni. Anch’esso richiede di essere rimosso
dopo l’estrazione del pezzo.
Figura 28 Iniezione a disco
5) Iniezione a film
Per ottenere pezzi stampati piatti o caratterizzati da basse tensioni interne e minima tendenza allo
svergolamento, un punto di iniezione a film esteso all’intera larghezza del pezzo risulta utile poiché
assicura un fronte di flusso uniforme. Una certa tendenza della massa fusa ad avanzare più
48
rapidamente in prossimità del punto d’iniezione può essere compensata mediante correzione della
sezione del punto stesso. Negli stampi a cavità singola, tuttavia, la posizione eccentrica del punto
può portare ad aperture su un lato
Figura 29 Iniezione a film
dello stampo, con conseguente formazione di bava. Il punto di iniezione a film viene di solito
staccato dal pezzo dopo l’estrazione, ma esso in generale non ostacola la produzione automatica.
6) Punto di iniezione sottomarina
Secondo la sua disposizione, questo tipo di punto di iniezione viene staccato dal pezzo durante
l’apertura dello stampo oppure al momento della espulsione del pezzo dallo stesso mediante un
apposito spigolo vivo. Questa soluzione è particolarmente utile quando l’iniezione avviene dal lato.
Il punto d’iniezione sottomarina in configurazione tronco-conica permette di prolungare il tempo di
post-compressione grazie alla sezione trasversale maggiore del vero e proprio attacco della parte
superiore, esso previene inoltre le generazione di schizzi durante l’iniezione. Nel caso di sostanze
caricate con sostanze abrasive è però da attendersi un accresciuta usura dello spigolo vivo tagliente.
Ciò può dare problemi nell’eliminazione automatica della carota.
Figura 30 Punto di iniezione sottomarina
49
5.3
Canali di alimentazione
Ma come va disegnato il sistema di canali di alimentazione? In modo da assicurare il minor percorso
possibile del flusso di materiale fuso e di evitare cambi di direzione assicurando
contemporaneamente un uniforme riempimento delle cavità indipendentemente dalla posizione delle
cavità stesse nel caso di stampi multipli ( supposto che tutte le cavità siano identiche) e assicurando
inoltre che il tempo di post-compressione sia lo stesso per ciascuna cavità.
5.4 L’impronta
La parte dello stampo che entra in contatto con il polimero fuso e che gli conferisce la forma voluta
si chiama impronta.
Questa non è altro che un calco del manufatto da creare e viene ricavata tramite asportazione di
truciolo alle macchine utensili a controllo numerico oppure attraverso il processo di elettroerosione.
L’impronta può essere ricavata direttamente sulla base stampo oppure riportata su di essa grazie a
tasselli che vengono fissati tramite spine e viti.
Un problema di primaria importanza nella progettazione e che va dunque affrontato per primo in
ogni caso è il posizionamento delle impronte all’interno dello stampo. Esse infatti devono essere
messe in modo tale che dopo il raffreddamento ed il ritiro, il pezzo stampato rimanga attaccato alla
parte mobile dello stampo. Se questo accade,allora sarà possibile procedere con l’estrazione del
pezzo in modo automatico. Se questo non accade,cioè il pezzo rimane attaccato alla parte fissa dello
stampo, lo stampo diventa inservibile poiché le cavità non vengono liberate, a meno che il pezzo
non venga estratto manualmente da un operatore. Questo però è fortemente sconsigliato in quanto il
ciclo non è più automatico, si ha costantemente bisogno di un operatore ed i tempi di produzione si
allungano notevolmente. In genere questo problema può essere risolto facendo in modo che i
punzoni che vanno a formare le cavità dei pezzi siano collocati tutti in parte mobile.
Risolto il problema del posizionamento delle impronte è necessario verificare che non ci siano
sottosquadri nella direzione di estrazione. Un sottosquadro non è altro che una situazione in cui il
pezzo non può essere estratto poiché acciaio e plastica interferiscono durante il moto di espulsione
del pezzo.
50
In questo caso ad esempio non è possibile estrarre il pezzo nella direzione indicata, in quanto la
plastica rimane incastrata all’interno dell’acciaio. In questi casi dunque è necessario prevedere
l’utilizzo di dispositivi mobili in grado di eliminare questi sottosquadri. Non esiste una soluzione
univoca,in quanto il tipo di sottosquadro varia a seconda dei pezzi da stampare. Questi dispositivi
sono in genere meccanici o idraulici o combinazioni dei due.
Altro aspetto importante nella progettazione di uno stampo è la formatura
delle pareti. Nella figura a fianco viene rappresentata la situazione classica di
una costola di materiale plastico affogata nell’acciaio. Quando il pezzo viene
estratto, essendo le pareti diritte, i fianchi della costola strisciano contro
l’acciaio. Questo può provocare, nel migliore dei casi, dei difetti superficiali
al pezzo stampato (come ad esempio la perdita del colore),ma in alcuni casi la
costola rimane incastrata nell’acciaio e si rompe ed il pezzo difettoso deve
essere scartato (in quanto non ha più la forma desiderata). Inoltre arreca un danno allo stampo, in
quanto
la
plastica
incastrata
deve
essere
rimossa
costringendo ad una operazione di manutenzione dello
stampo ed anche un danno economico per la mancata
produzione dello stampo. Per evitare questi problemi e
consigliabile dare sempre alle pareti un angolo di sformo di
2-3° come mostra la figura a sinistra..
Questo permette di eliminare lo strisciamento tra plastica ed acciaio durante
la corsa di estrazione in quanto la conicità fa si che il distacco sia immediato non appena inizia la
51
corsa di estrazione. Spesso per facilitare ancora di più l’estrazione si posiziona un espulsore proprio
sotto la costola,in modo da limitare ancora di più il rischio di rottura dovuto alle forze di adesione.
5.5
Sottosquadri
La matrice è il semistampo che contiene la cavità mentre il punzone è il semistampo che nell’atto di
apertura dello stampo risulta attaccato il pezzo a causa del ritiro del polimero successivamente al
raffreddamento. Alcune zone di un manufatto da realizzare sono definite sottosquadri quando esse
rendono impossibile l’apertura dello stampo senza danneggiarne irrimediabilmente la forma.
I sottosquadri possono essere divisi in due gruppi, quelli interni e quelli esterni, i primi impegnano il
pezzo dall’interno della linea di apertura principale dello stampo, mentre i secondi sono collocati
all’esterno di essa.
Un esempio di sottosquadro esterno è presentato nella Figura 31, in questo caso all’atto di apertura
dello stampo parte del manufatto è tranciata da parte degli estrattori poiché non ha avuto la
possibilità di disimpegnarsi dallo stampo a causa della presenza di sottosquadri.
Figura 31 Pezzo dotato di sottosquadri
Tale tipo di problema si può risolvere tramite l’uso di carrelli, questi sono dei tasselli sagomati e
dotati di guide che possono scorrere su un piano, spesso ortogonale alla direzione di apertura dello
52
stampo, e permettere così al pezzo di poter essere estratto senza danni, la Figura 32 propone
qualitativamente il principio di funzionamento.
Figura 32 Uso di carrelli per eliminare sottosquadri
Il movimento dei carrelli è comandato dalle colonnette inclinate, ma questo sistema di
movimentazione non è unico, infatti il movimento dei carrelli può essere dei seguenti tipi:
o colonnette inclinate;
o camme;
o meccanismi a comando idraulico o pneumatico;
Per quanto riguarda i sottosquadri interni si ricorre all’uso di:
o camme;
o maschi scomponibili comandati mediante cunei;
o maschi retraibili che, una volta retratti, hanno diametro inferiore a quello in
condizione “espansa”.
I carrelli possono essere presenti anche sulla matrice ma generalmente si posizionano sulla piastra
porta punzone o sul punzone a seconda che l’impronta sia ricavata direttamente sulla piastra porta
punzone o riportata tramite inserti.
53
5.6
Tipi di estrattori
L’estrazione può essere fatta meccanicamente mediante l’utilizzo di espulsori, piattelli d’estrazione,
anelli d’estrazione, aria compressa usati sia singolarmente che in combinazione tra loro. Il problema
dell’estrazione in genere viene risolto in base all’esperienza poichè non si conosce a priori la forza
di adesione del pezzo all’acciaio. La forza di estrazione deve essere comunque maggiore della forza
di adesione tra pezzo e stampo. Quest’ultima è dovuta sia al ritiro dimensionale della plastica
durante il raffreddamento,sia al ritorno elastico dell’acciaio, che tende ad espandersi, quando viene
rilasciata la pressione di packing. Inoltre è importante ricordare che l’estrazione non deve lasciare
segni sui pezzi stampati e che questo dipende spesso dall’area a disposizione degli estrattori. Se
questa area è troppo piccola, può accadere che l’espulsore penetri nell’oggetto danneggiandolo o che
crei delle perdite di colore sull’area su cui agisce l’estrattore stesso.
Gli estrattori non devono esercitare una pressione troppo elevata sul pezzo per evitare di
danneggiarlo, i tipi estrattori più comunemente utilizzati sono:
o perni di estrazione;
o bussole di estrazione;
o piastre, barre, anelli di estrazione;
o slitte e punterie;
o estrattori ad aria;
o estrattori ad aria;
o estrattori a valvola ecc.
Inoltre possono esserci estrattori sagomati sulla forma del pezzo da estrarre, a tal fine gli estrattori
devono essere dotati di un sistema che ne impedisca la rotazione.
Gli estrattori sono collocati sulla parte mobile dello stampo e sono solidali con il tavolino
d’estrazione che ne trasmette il moto.
54
5.7
Componenti normalizzati per stampi
Per realizzare in modo più economico stampi per iniezione si può utilizzare la vasta gamma di
componenti normalizzati pre-finiti o finiti, che è oggi offerta. Questi componenti (intercambiabili)
per stampi, sono ad esempio:
o piastre portastampo;
o maschi;
o elementi di guida o di riferimento;
o perni e bussole di estrazione;
o sistemi di aggancio/sgancio;
o meccanismi per serraggio rapido;
o blocchi di distribuzione a canale caldo;
o ugelli a canale caldo;
o cartucce di riscaldo;
o cilindri di posizionamento ecc.
In rapporto alle esigenze da soddisfare, alcuni di questi componenti sono disponibili anche in
differenti materiali. I pezzi da iniettare, così come lo stampo in sé per sé possono essere disegnati
con l’aiuto di speciali software , come CADform e CADmould.
Per la realizzazione di stampi mediante elettroerosione sono poi disponibili blocchi grezzi di grafite
o di rame ellettrolitico.
5.8
Sistemi di raffreddamento
Altro aspetto importante nella progettazione è il condizionamento dello stampo. Per avere pezzi
sempre della stessa qualità è necessario che lo stampo mantenga sempre le stesse condizioni di
stampaggio. Per questo ogni stampo in genere è dotato di un circuito di raffreddamento che
omogeneizzi la temperatura dello stampo e che allo stesso tempo permetta di raffreddare la plastica
all’interno della cavità. La funzionalità dello stampo e la qualità dei pezzi dipende fortemente dalla
55
posizione dei canali di raffreddamento rispetto alle cavità. Il circuito deve passare il più vicino
possibile alle cavità,per permettere un raffreddamento dei pezzi più breve possibile e quindi ridurre
il tempo di ciclo. La velocità di raffreddamento può essere regolata anche mediante la temperatura
del refrigerante e la portata del refrigerante nei canali. Infine, quando il pezzo si è raffreddato e
solidificato a sufficienza deve essere espulso dallo stampo.
In particolare, secondo il tipo di resina da iniettare, è necessario riscaldare oppure raffreddare lo
stampo; per trasferire calore si utilizzano solitamente acqua oppure olio; il riscaldamento elettrico
dello stampo è preferito invece quando si iniettano materiali termoplastici.
Grande attenzione va posta all’ottimale controllo della temperatura. Esso ha un influenza diretta
sulla funzionalità dei pezzi prodotti. Il disegno e il tipo di sistema di controllo della temperatura
influenzano infatti:
o le deformazioni dei pezzi prodotti, cosa che vale in particolare per le resine semicristalline;
o il livello delle tensioni interne residue nei pezzi e , di conseguenza. la loro tendenza al
cedimento. Nel caso di termoplastici amorfi può inoltre aumentare la suscettibilità alla
rottura da stress;
o il tempo di raffreddamento e quindi il tempo ciclo.
L’economia di uno stampo può risultarne quindi influenzata in modo significativo. Gli stampi
destinati all’iniezione di materiali termoplastici amorfi non sono sempre egualmente adatti
all’iniezione dei termoplastici semicristallini.
Il maggior valore del ritiro che i termoplastici semicristallini presentano va considerato nella
maggior parte dei casi prevedendo una più uniforme e maggiore sensibilità del sistema di controllo
della temperatura.
Ciò viene ottenuto mediante circuito di controllo separati, ad esempio per le zone d’angolo, tenendo
presente che il circuito di controllo della temperatura non può essere interrotto dalla presenza degli
eiettori, carrelli o simili.
La differenza di temperatura fra entrata e uscita del fluido utilizzato non deve superare i 5 °C. Come
sistema di controllo si preferisce utilizzare circuiti di controllo separati ognuno dotato del proprio
sistema termostatico.
56
L’entità del ritiro è una funzione diretta della temperatura delle pareti della cavità. Le differenze di
temperatura dello stampo e/o differenti velocità di raffreddamento, sono quindi responsabili di
deformazioni e svergolamento dei pezzi.
Se, come fluido di controllo temperatura si utilizza acqua, occorre prevenire fenomeni di corrosione
e depositi calcarei nel circuito, viceversa il trasferimento di calore e quindi l’efficacia del sistema di
controllo della temperatura dello stampo- può risultarne ridotto.
5.9
Sistemi a canale caldo
I sistemi a canale caldo vengono utilizzati per il così detto stampaggio a iniezione senza materozza
di resine termoplastiche. E’ però vantaggioso utilizzare anche sistemi a canale caldo parziale, ossia
con canali secondari. Con un disegno appropriato si ottengono allora perdite di pressione inferiori a
quelle che si hanno in stampi confrontabili con sistema di alimentazione soggetto a solidificazione.
E’ così possibile produrre anche pezzi di dimensioni estremamente grandi, quali ad esempio
cruscotti per auto.
Un sistema a canale caldo ottimale permette il completo trasferimento della massa fusa nel più breve
tempo possibile, in Figura 33 è rappresentato un esempio dotato di 4 ugelli.
Mediante la completa eliminazione dei canali secondari che solidificano, la capacità di iniezione di
una pressa per stampaggio può essere meglio utilizzata.
Ciò si traduce inoltre in una riduzione del tempo-ciclo e nella eliminazione di sfridi.
57
Figura 33 Esempio di canale caldo
I criteri di disegno utilizzati per i vari tipi di canali caldi differiscono notevolmente. Ciò vale sia per
il blocco di distribuzione sia per l’ugello di iniezione il cui disegno ha una considerevole influenza
sulle caratteristiche del pezzo stampato. Negli stampi di medie e , in particolare, di grandi
dimensioni, con blocchi di distribuzione corrispondentemente grandi, viene utilizzato con successo
l’”equilibratura naturale” o “artificiale” dei canali, con l’obiettivo di mantenere costanti pressione o
le perdite di pressione.
Con la “equilibratura naturale” i percorsi dei flussi nel sistema di distribuzione vengono previsti con
lunghezze uguali. Nel caso invece di “equilibratura artificiale” lo stesso risultato è ottenuto variando
il diametro dei canali, se necessario.
L’equilibratura naturale offre il vantaggio di essere indipendente dai parametri di processo quali la
temperatura e la velocità di iniezione ma comporta blocchi di distribuzione più complessi poiché la
massa fusa deve essere generalmente distribuita su più livelli.
L'ugello multipunte è utilizzato per l'iniezione di piccoli particolari dove l'interasse tra le impronte è
molto ridotto permettendo così soluzioni di stampi più piccoli. E' utilizzato anche in particolari
singoli in cui sia necessaria una buona concentricità utilizzando più punti di iniezione.
58
Figura 34 Esempi ugelli caldi
Qui sopra sono riportati due esempi di ugelli per canali caldi, a destra si può vedere una multipunta
mentre a sinistra una punta singola.
5.10
Scarico aria e gas
Un aspetto importante nella progettazione di uno stampo,sono gli scarichi per l’aria ed i gas presenti
nella cavità. Questi possono essere profondi fino a 0,02 mm e larghi fino a 10 mm ed hanno il
compito di far uscire dalla cavità dello stampo tutti i gas presenti. Se i gas non vengono espulsi,
possono creare delle bruciature sulla superficie del pezzo o delle soffiature all’interno del pezzo o
addirittura determinare il mancato riempimento della cavità. In genere questi scarichi vengono
posizionati dalla parte opposta alle entrate, poiché è la zona della cavità che si riempie per ultima e
dove si accumulano i gas.
59
6.
La modellazione matematica
E’ interessante analizzare, anche dal punto di vista matematico, come avviene il processo di
stampaggio tramite iniezione ad alta pressione. In questo capitolo, pertanto, verranno riportati cenni
di fluidodinamica, utili a descrivere lo stampaggio della massa fusa.
Questa analisi, tuttavia, deve essere legata all’analisi computazionale, per riuscire a simulare un
processo di stampaggio.
Il processo di stampaggio, può essere diviso in due macro fasi distinte: la fase di riempimento e la
fase di impaccamento, le quali possono essere analizzate separatamente.
Le equazioni proposte, sono alla base di molti sistemi di calcolo, che sfruttando l’analisi ai volumi
finiti, riescono a creare e gestire simulazioni complete di stampaggio.
6.1
La
modellazione
matematica
della
fase
di
riempimento
La fase di riempimento, dal punto di vista matematico, può essere descritta dalle equazioni
fondamentali della fluidodinamica, tuttavia bisogna scegleire le opportune condizioni al contorno e
le ipotesi semplificative più adatte, per descrive il flusso del polimero fuso, classificabile come
fluido non-Newtoniano.
60
6.1.1 Equazioni fondamentali e condizioni al contorno
Il modello matematico per l’analisi di flusso è costituito essenzialmente da un sistema di equazioni
differenziali e da una serie di condizioni al contorno che ne permette l’integrazione.
Le equazioni alla base della modellazione sono le equazioni classiche che descrivono la
fluidodinamica di un qualsiasi fluido, in seguito opportunamente semplificate ed adattate alle
condizioni dei polimeri iniettati.
Equazione di conservazione della massa
(
t
v)
0
(3.10)
Equazione di conservazione del momento della quantità di moto
t
v
g
( vv )
(3.11)
Equazione di conservazione dell’energia
cp
T
t
v
T
p
t
v
p
p
v
:
v
k
T
(3.12)
Le condizioni al contorno sono le condizioni imposte sulle superfici dello stampo indicate come in
figura 35.
Figura 35 Condizioni al contorno
inj
è la superficie attraverso cui il fuso entra nello stampo
61
em
È la superficie del lato (edge) dello stampo a contatto con il fuso
+
W
È la superficie superiore (top) dello stampo a contatto con il fuso
W
È la superficie inferiore (bottom) dello stampo a contatto con il fuso
ins
È la superficie dell’inserto presente nello stampo
mf
È la superficie che definisce la posizione del fronte di flusso
Non c’è flusso attraverso le pareti dello stampo,ovvero non esiste gradiente di pressione sulle
normali a tali superfici.
p
n
0
su
+
W
em
W
-
ins
La pressione (o la portata) sulla superficie di iniezione sono quelle specificate dai parametri
di processo.
q=qinj (oppure p=pinj)
su
inj
La superficie del fronte di flusso si trova a pressione atmosferica. Questo vuol dire che non si
tiene conto del fenomeno di compressione dell’aria residua all’interno della cavità.
p=0
su
mf
Le pareti della cavità dello stampo sono alle temperature specificate.
T=Tem
su
em
T=TW+
su
+
W
T=TW-
su
W
T=Tins
su
ins
La temperatura del fuso sulla superficie di iniezione è quella specificata.
T=Tinj
su
inj
6.1.2 Sviluppo delle equazioni
Prima di poter essere integrate, le equazioni sono semplificate grazie ad alcune approssimazioni sul
materiale e sulla geometria della cavità.
62
Ipotesi semplificative sul materiale
1. Durante il riempimento,il fuso è considerato incomprimibile. Questo permette la
semplificazione dell’equazione di conservazione della massa come segue.
(3.13)
0
v
2. Si ignorano le caratteristiche viscoelastiche del fluido. Allora si può scrivere:
pI
pI
(3.14)
( )
3. La conduttività termica del materiale, k, non dipende dalla temperatura
Dalle ipotesi le equazioni si semplificano come:
v
t
cp
T
t
v
g
T
(3.15)
0
v
p
T
v
p
t
v
p
v
2
(3.16)
k
2
T
(3.17)
Ipotesi semplificative sulla geometria della cavità
La geometria della cavità è a spessori sottili.
Questo vuol dire che è facilmente riconoscibile un piano medio, oppure che nel percorso di flusso
durante il riempimento del polimero, si riconoscono due lunghezze geometriche principali rispetto
alla terza.
In particolare, per convenzione, si prendono sistemi di riferimento come in figura, facendo
coincidere la direzione dell’asse z con quella dello spessore della geometria.
63
x
z
y
z
y
x
Figura 36
Siano
Sistemi di riferimento nella cavità
L la lunghezza della geometria in direzione x
H la lunghezza della geometria in direzione y
h la lunghezza della geometria in direzione z
Si assume (ipotesi di Hele- Shaw) :
= h/L =h/H << 1
6.1.3 Semplificazione delle equazioni
Per semplificare le equazioni si impiega un’analisi dimensionale: si approssimano le grandezze in
gioco con i loro ordini di grandezza e si eliminano i termini delle equazioni che risultano
trascurabili.
Vengono considerati i seguenti ordini di grandezza tipici dello stampaggio ad iniezione:
velocità del fuso
v=10-1 m/s
pressione nella cavità
viscosità
espansività
4
0=10 N
po=N/m2
s/m2
=10-3 1/K
conduttività termica
densità del fuso
k=10-1 W/mK
=103 Kg/m3
differenza di temperatura tra il fuso e lo stampo
T0=102 K
64
h=10-3 m
spessore della cavità
dimensioni principali della cavità
L,H=h/
per << 1
Scomponiamo le equazioni tensoriali nelle coordinate cartesiane x,y,z.
Iniziamo con il considerare l’equazione di conservazione della massa:
vy
vx
x
y
vz
z
0
(3.18)
In questo caso tutti i termini hanno lo stesso ordine di grandezza, per cui non è possibile eliminarne
alcuno.
Scriviamo la componente x dell’equazione di conservazione del momento :
vx
t
p
x
fx
vx
vx
vy
x
x
vx
y
2
vz
vx
x
vy
y
x
vx
y
z
vx
z
vz
x
vx
z
(3.19)
Analizziamo l’ordine di grandezza di ogni addendo, parametrizzando tutto in funzione del .
vx
t
O
10 4
O fx
O
O
O
O
O
p
x
x
10 4
1010
2
vx
x
vy
velocità di variazione del momento
forza gravitazionale
gradiente di pressione lungo x
10 9
2
forza viscosa
10 9
2
forza viscosa
2
forza viscosa
y
x
y
vx
y
10 9
z
vx
z
10 9
forza viscosa
65
O
O
vz
x
z
vx
x
vx
10 9
O
vy
2
forza viscosa
vx
y
O
vx
z
vz
10 4
forze d’inerzia
Poiché, come ipotizzato, <<1, si suppone possano essere trascurati i seguenti termini:
1.
la velocità di variazione del momento
2.
la forza di gravità
3.
le forze di inerzia
4.
le forze viscose che non siano dovute a gradienti di velocità lungo z
Vogliamo sottolineare che, mentre le prime due componenti possono essere trascurate
indipendentemente dal valore di
(che al più potrà assumere il valore dell’unità, altrimenti si
avrebbe un diverso sistema di riferimento), tutte le forze viscose hanno un uguale peso per la
condizione limite di =1.
Analogo procedimento è applicato alle componenti dell’equazione lungo y e lungo z.
Le equazioni di conservazione del momento che andremo ad integrare sono state ridotte a:
p
x
z
vy
p
y
p
z
vx
z
z
(3.20)
z
0
Passiamo ora all’equazione di conservazione dell’energia ed analizziamone la componente x.
cp
T
t
2
k
T
x2
T
x
vx
2
T
y2
vy
T
y
vz
T
z
T
p
t
2
T
z2
vx
p
x
vy
p
y
vz
p
z
2
(3.21)
Gli ordini di grandezza in funzione di sono:
66
T
t
O
cp
O
c p vx
O
T
O
Tv x
T
x
T
y
O
T
z
c p vz
1010
termine convettivo
p
x
termine di compressione
O
Tv y
p
y
O
Tv z
p
z
10 8
termine di compressione
10 8
T
x2
2
O k
c pvy
10 8
termine di attrito
2
O k
velocità di variazione di energia totale
O
p
t
2
O
1010
T
z2
2
O k
T
y2
10 7
2
termini di conduzione sul piano principale
10 7
termine di conduzione attraverso lo spessore
Trascuriamo, dunque:
1. tutti i termini dovuti alla compressione/espansione del fluido;
2. tutti i termini di conduzione di calore sul piano x-y;
3. il termine convettivo lungo la direzione z dello spessore. Sebbene sia coinvolto nel
fenomeno del “flusso a fontana”, è dimostrato che la sua esclusione non porta grandi errori
nei risultati.
Anche in questo caso si nota come i termini di compressione/espansione hanno lo stesso ordine di
grandezza del termine di attrito per la condizione limite =1.
L’equazione di conservazione dell’energia viene ridotta alla seguente espressione:
cp
T
t
Vale la pena ricordare che per
vx
T
x
vy
2,
2
2
k
T
z2
(3.22)
si intende:
1
2
per
T
y
(3.23)
2
secondo invariante del tensore delle velocità di deformazione
:
67
2
vy
vx
x
vy
vx
z
vy
y
z
x
vy
vx
y
vz
x
vx
y
2
x
vx
z
vy
vz
y
(3.24)
vz
z
2
z
vz
x
vz
y
Ipotizzando che non ci sia trasporto di materia attraverso lo spessore risulta vz = 0.
Inoltre per l’ipotesi di flusso laminare sul piano x-y, si considerano:
vy
vy
vx
v
= x=
=
=0
x
y
y
x
Il tensore si riduce a:
0
0
0
0
vx
z
vy
vx
z
vy
(3.25)
z
0
z
e dunque
2
vx
z
vy
2
(3.26)
z
Il sistema di equazioni differenziali ottenuto è:
vy
vx
x
y
vz
z
z
vx
z
p
x
vy
p
y
p
z
cp
T
t
0
z
(3.27)
z
0
vx
T
x
vy
T
y
2
2
k
T
z2
68
6.1.4 Algoritmo di calcolo
L’algoritmo utilizza diversi approcci di calcolo numerico per le integrazioni delle equazioni
ricavate. In particolare con il metodo degli elementi finiti si integrano l’equazione di conservazione
del momento e quella di conservazione della massa (utilizzate accoppiate), con il metodo delle
differenze finite è integrata l’equazione di conservazione dell’energia, ed infine, con il metodo dei
volumi finiti, si calcola la posizione del fronte di flusso allo step temporale in esame.
Supponiamo di essere in un istante di tempo t=t0 durante il riempimento.
Il fronte di flusso avrà raggiunto una determinata posizione: consideriamo un nodo i appartenente al
fronte di flusso. Con lo step temporale precedente sono stati determinati valori delle caratteristiche
del fuso:
T=T0
=
0
=
0
Ora il fuso ha raggiunto il nodo i-esimo della mesh e la viscosità andrà riaggiornata ai nuovi valori
di temperatura e shear stress.
Lo schema di calcolo della viscosità è riportato nel diagramma a blocchi di figura 37.
Appare subito evidente il fatto che le equazioni di conservazione del momento e della massa sono
disaccoppiate da quella di conservazione dell’energia, poiché i cicli di iterazione nell’utilizzo delle
equazioni sono indipendenti. Le prime due consentono di aggiornare la viscosità al nuovo valore di
shear rate, la terza al nuovo valore di temperatura, rendendo di fatto indipendenti le due variabili (in
realtà dovremmo poter aggiornare il valore di shear rate al nuovo valore di temperatura).
Una volta determinato il nuovo valore di viscosità, questo è utilizzato per calcolare la portata in
ciascun volume di controllo al fronte di flusso.
Conoscendo la portata in ogni volume di controllo, si determina quali di questi sarà il prossimo a
riempirsi e dunque dove si sposterà il fronte di flusso.
69
0,T)0)
== 00(( 0,T
0
Campodidipressione
pressionePP0
Campo
0
Conservazione della massa
Campo
di
pression
v
e
Campo di pressione v00
Shearrate
rate
Shear
1
1
1,T)0)
== 1(1( 1,T
0
Campodidipressione
pressionePP1
Campo
1
NO PP-P
0-P1 < tolleranza di
0 1 < tolleranza di
convergenza
convergenza
SI’
1,T
0)
== 11(( 1,T
0)
Campodiditemperatura
temperaturaTT1
Campo
1
1,T
1)
== 11(( 1,T
1)
Conservazione dell’energia
Campodiditemperatura
temperaturaTT2
Campo
2
-T < tolleranza di
NO TT-T
11 22< tolleranza di
convergenza
convergenza
SI’
1,T
2)
== 1(1( 1,T
2)
PortataQQ1
Portata
1
NO
Cavitàriempita
riempita
Cavità
SI’
FINE
FINE
Figura 37 Algoritmo di calcolo per il riempimento
70
6.2 Modellazione matematica della fase di impaccamento
Anche la fase di impacamento può essere descritta dalle equazioni della fluidodinamica, tuttavia
bisogna studiare nuove condizioni al contorno, diverse rispetto al caso precedente.
6.2.1 Equazioni fondamentali e condizioni al contorno
La modellazione matematica della fase di impaccamento usa le stesse equazioni fondamentali
descritte nel paragrafo 6.1.1 della fase di riempimento:
Equazione di conservazione della massa
Equazione di conservazione del momento della quantità di moto
Equazione di conservazione dell’energia
Per quanto riguarda le condizioni al contorno, non è più valida l’ipotesi di pressione nulla sul fronte
di flusso. Le nuove condizioni sono:
Non c’è flusso attraverso le pareti dello stampo, ovvero non esiste gradiente di pressione
sulle normali a tali superfici.
p
n
0
La pressione sulla superficie di iniezione sono quelle specificate dai parametri di processo.
p=pinj
su
inj
Le pareti della cavità dello stampo e il frozen layer di spessore
sono alla temperatura
specificata.
per z = h e z = h +
T=TW
Il gradiente di temperatura è nullo al centro della cavità.
T
z
0
per z = 0
La temperatura del fuso nel punto di iniezione è specificata.
71
T=Tinj
su
inj
6.2.2 Sviluppo delle equazioni
Ipotesi semplificative
Le ipotesi semplificative sul materiale e sulla geometria della cavità sono sostanzialmente le stesse
della fase di riempimento, ad eccezione del fatto che in questo caso si considera il materiale
comprimibile: la relazione
6.2.3
v
0 non può più essere utilizzata per semplificare le equazioni.
Semplificazione delle equazioni
Vediamo come variano le equazioni fondamentali per la fase di impaccamento, con la nuova ipotesi
di comprimibilità del materiale.
Iniziamo con il considerare l’equazione di conservazione del momento
Si dimostra che, pur non utilizzando la relazione di incomprimibilità del materiale, l’equazione
finale che si ottiene, è la stessa della fase di riempimento. Riportiamo la sua scomposizione lungo le
tre direzioni.
p
x
z
vy
p
y
p
z
vx
z
z
(3.28)
z
0
Analizziamo lo sviluppo dell’equazione di continuità.
t
(
v)
0
(3.29)
Sviluppando il secondo addendo, otteniamo:
72
(
t
v) v
0
(3.30)
Utilizzando un sistema di coordinate cartesiane:
t
La densità
vy
vx
x
vz
z
y
vx
vy
x
y
vz
z
(3.31)
è una variabile di stato e dunque dipende dalla pressione p e dalla temperatura T.
Sviluppando i gradienti rispetto al tempo e alle coordinate cartesiane, otteniamo:
t
x
p
p
T
y
z
T
p
x
p
t
T
p
p
T
p
T
p
y
T
p
z
p
T
t
T
x
T
T
(3.32)
p
T
y
p
T
z
Sostituendo i gradienti nell’equazione (3.31):
1
0
p
t
p
1
T
T
t
p
x
vx
vx
T
x
vy
vy
p
y
T
y
vz
p
z
vz
T
z
vx
x
vy
y
vz
z
(3.33)
Ricordando che la densità è l’inverso del volume specifico Vˆ , risulta:
1
p
1 Vˆ
Vˆ p
k
(3.34)
per k coefficiente di comprimibilità isoterma.
Analogamente risulta valida la relazione:
1
T
per
1 Vˆ
Vˆ T
(3.35)
espansività del materiale.
73
Sostituendo i due coefficienti nell’equazione (3.33), otteniamo (3.36):
k
0
p
t
p
x
vx
p
y
vy
p
z
vz
T
t
T
x
vx
T
y
vy
vy
vx
x
T
z
vz
y
vz
z
Ipotesi: la pressione che agisce nella cavità è una pressione idrostatica.
Poiché nella fase di impaccamento le pressioni sono molto elevate, l’applicazione della pressione di
mantenimento tende a pressurizzare il fuso idrostaticamente: i gradienti di pressione
p/ x e
p / y sono trascurabili rispetto alla fase di riempimento. Inoltre dallo sviluppo dell’equazione di
conservazione del momento, avevamo ricavato: p / z
0.
L’equazione (3.36) si semplifica come:
p
t
k
0
T
t
vx
T
x
T
y
vy
vz
vy
vx
x
T
z
vz
z
y
(3.37)
Analizziamo lo sviluppo dell’equazione dei conservazione dell’energia.
T
t
cp
v
p
t
T
v
p
p
v
v
:
k
T
(3.38)
In questo caso, poiché il fluido è comprimibile, il termine che riguarda il tensore delle tensioni vale :
v
:
2
3
d
con
p(
d2
v)
(3.39)
tensore deviatorico delle velocità di deformazione
v I
Sostituendo nell’equazione (3.38), otteniamo:
T
t
cp
v
T
p
t
T
v
d2
p
k
2
T
(3.40)
Sviluppando in coordinate cartesiane:
cp
:
T
t
2
k
T
x2
T
x
vx
2
T
y2
vy
T
y
vz
T
z
T
p
t
vx
p
x
vy
p
y
vz
p
z
d2
2
T
z2
(3.41)
Le semplificazioni fatte per l’analisi di riempimento in base alle ipotesi della geometria della cavità
restano valide anche in questo caso. Tuttavia non trascuriamo il termine
p / t , che diventa
74
importante al termine del riempimento, quando la pressione inizia rapidamente a salire in tutta la
cavità o in un eventuale profilo di impaccamento “a gradini”.
Infine consideriamo la norma del tensore deviatorico delle velocità di deformazione : anche in
questo caso, facendo un ‘analisi dimensionale, la norma del tensore diviene:
2
vx
z
d2
2
vy
2
(3.42)
z
L’equazione di conservazione dell’energia risulta :
T
t
cp
vx
T
x
T
y
vy
p
t
T
2
2
k
T
z2
(3.43)
Il sistema di equazioni differenziali da integrare per la fase di impaccamento, risulta :
0
k
p
t
T
t
T
x
vx
p
x
cp
6.2.4
vz
T
z
vy
vx
x
y
vy
z
p
z
0
vx
T
x
vz
z
vx
z
z
p
y
T
t
T
y
vy
(3.44)
z
vy
T
y
p
T
t
2
2
k
T
z2
Algoritmo di calcolo
Le differenze dell’algoritmo di calcolo per il tempo di mantenimento riflettono le differenze della
modellazione matematica.
Nelle equazioni di continuità e di conservazione dell’energia non è stato trascurato il termine
p / t : l’integrazione delle tre equazioni dovrà essere unica.
75
Inoltre affinché sia possibile considerare le variazioni istantanee del valore di pressione, è necessario
che gli step temporali di analisi siano sufficientemente piccoli: calcolare un campo di pressione e
temperatura per ogni step porterebbe ad un eccessivo allungamento dei tempi di calcolo.
Per diminuire il carico di lavoro della CPU, Moldflow definisce un intervallo di isotermicità
(isothermal period) entro il quale la temperatura è considerata costante, ma il valore del campo di
pressione è aggiornato per step temporali più brevi. L’intervallo di isotermicità è definito di default
di 0.05 secondi.
All’interno dell’intervallo di isotermicità la temperatura è aggiornata attraverso la seguente
equazione, che tiene conto dell’incremento di temperatura dovuto alla compressione del materiale.
Tn
1
Tn n
p
cp
comp
1
pn
(3.45)
Campodidipressione
pressionePP0
Campo
0
Campodiditemperatura
temperaturaTT0
Campo
0
Incremento PPn
Incremento
n
dovutoaa TTn
dovuto
n
0,k0, 0=f(To,P0)
0,k0, 0=f(To,P0)
Incremento TTn
Incremento
dovutoaa PPn-1n
dovuto
n-1
0( 0,T0)
0( 0,T0)
1=t0+
0+ tti i
t1t=t
SI’
ii
steptemporale
temporale
titi<<step
isotermico
isotermico
NO
Conservazionedell’energia
dell’energia
Conservazione
76
Campodiditemperatura
temperaturaTT1
Campo
1
1,k1, 1=f(T1,P1)
1,k1, 1=f(T1,P1)
1( 0,T1)
1( 0,T1)
Conservazione dell’energia
Campodidipressione
pressionePPConservazione
1
Campo
del momento
1
1=t+
0+ t t
t1t=t
0
di
1<tempodi
t1t<tempo
impaccamento
impaccamento
SI’
NO
FINE
FINE
Figura 38
6.3
Algoritmo di calcolo per l’impaccamento
Modellazione matematica per il calcolo delle
deformazioni
Moldflow ha a disposizione due diversi metodi di indagine per l’analisi di deformazione: il metodo
delle deformazioni residue (residual strain shrinkage prediction method) e il metodo delle tensioni
residue (residual stress shrinkage prediction method). La scelta dell’utilizzo di uno dei due metodi,
verrà trattata in seguito, ma in generale possiamo dire che dipende dal tipo caratterizzazione che è
stata fatta del materiale che si sta utilizzando.
Metodo delle deformazioni residue
E’ stato il primo metodo utilizzato storicamente da Moldflow per l’analisi di deformazione. E’ un
metodo totalmente empirico, che calcola i ritiri, dovuti a diversi fattori, nelle direzioni parallela e
perpendicolare a quella di flusso :
S"
a1 M v
a2 M c
a3 M 0"
a4 M m
a5
S
a6 M v
a7 M c
a8 M 0
a9 M m
(3.46)
a10
77
a1 ...a10 sono costanti caratteristiche del materiale
Mv è una misura del ritiro volumetrico
Mc è una misura del livello di cristallizzazione
M o" , M o sono le misure dell’orientazione molecolare nella direzione parallela e perpendicolare a
quella di flusso
Mm è una misura del vincolo imposto dallo stampo
Vogliamo sottolineare il fatto che, mentre i coefficienti a1 ...a10 sono costanti per ogni materiale, i
termini Mi sono risultati dell’analisi di flusso specifica del caso in esame.
I termini di ritiro parallelo e perpendicolare calcolati sopra, sono una media dei valori nello spessore
dell’elemento. Questa analisi non rivela dunque, un’eventuale asimmetria degli stessi valori nella
sezione, asimmetria che potrebbe creare un momento flettente. Per considerare questo effetto,
Moldflow considera il termine di una deformazione termica equivalente (equivalent thermal strain),
dovuta ad una eventuale asimmetria del profilo di temperature T(z) calcolato attraverso lo spessore.
Allora la distribuzione del ritiro S in funzione dello spessore vale :
S ( z)
(T ( z ) Tambiente )
(3.47)
S
Tmedia
Tamb
per S deformazione media nello spessore.
Metodo delle tensioni residue
Con questo metodo, il software, invece di calcolare direttamente le deformazioni, calcola la
distribuzione delle tensioni attraverso lo spessore, nella direzione parallela e perpendicolare al
flusso.
Ricordiamo quanto detto nei paragrafi precedenti: un’eventuale asimmetria nel profilo di tensioni
nella sezione causa deformazioni del pezzo. Nel caso non sia stata prevista un’analisi di cooling, le
condizioni di flusso saranno simmetriche, e questa causa di deformazione non verrà evidenziata.
Troveremo nelle deformazioni finali solo le tensioni dovute alla disomogeneità di ritiro da punto a
punto sul piano medio.
Il materiale è assunto con comportamento viscoelastico lineare.
In particolare il modello viscoelastico del software è basato sulle seguenti ipotesi :
78
1. Non esistono tensioni congelate nel materiale finché questo si trova al di sotto della temperatura
di non flusso;
2. Per x3 direzione perpendicolare al piano medio della geometria,
3. La tensione normale
33
13
=
23 =
0;
è costante attraverso lo spessore;
4. Finché il materiale si trova all’interno dello stampo, è previsto un raffreddamento vincolato;
5. L’elasticità dello stampo è trascurata;
6. Il materiale è considerato un solido elastico dopo l’estrazione dallo stampo;
Questo metodo caratterizza qualitativamente l’andamento delle deformazioni nel pezzo, ma non
determina in modo assoluto il valore di tali deformazioni, a causa delle seguenti approssimazioni:
Il ritiro dipende dalla temperatura di non flusso e dalle curve pVT del materiale che non sono
caratterizzate per le condizioni reali di iniezione;
Non si considera l’orientazione molecolare e i materiali non rinforzati sono considerati isotropi;
E’ trascurato l’effetto della cristallinità del materiale;
Non è caratterizzato lo spettro dei tempi di rilassamento del materiale, necessari per il modello
viscoelastico
Il modello teorico di cui si è discusso può essere migliorato con l’utilizzo di dati sperimentali del
ritiro del materiale (CRIMS method). Tali dati (shrinkage data) sono presenti nel database del
materiale, nel caso sia stato caratterizzato in tal senso. La descrizione del metodo è riportata nel diagramma seg
Modello teorico :
Correzione
Dati di
Tensioni residue
Schema di calcolo per il CRIMS
Inoltre è possibile isolare le cause principali di deformazione e visualizzarne il loro effetto (single
variate analysis). Moldflow riconosce come cause principali:
- raffreddamento differenziato;
- ritiro differenziato;
- effetto dell’orientazione.
79
6.4 Modellazione matematica per la simulazione 3D
La modellazione matematica alla base delle simulazioni 3D, è di difficile comprensione, sia per la
difficoltà di trovare materiale in letteratura, a causa dei diritti di copyright degli sviluppatori, sia per
le approfondite conoscenze di calcolo numerico necessarie per affrontarne lo studio.
Le equazioni alla base della modellazione matematica, sono le stesse che nell’analisi
bidimensionale:
equazione di conservazione della massa;
equazione di conservazione del momento della quantità di moto;
equazione di conservazione dell’energia;
L’analisi 3D non utilizza nessuna delle approssimazioni di Hele-Shaw e dunque non esiste nessun
vincolo sulla geometria della cavità.
La velocità del fluido ha componenti in tutte le direzioni quindi anche attraverso lo spessore,
riuscendo a catturare nella simulazione, l’effetto del flusso a fontana.
La pressione non è più costante nello spessore, ma viene calcolata in ogni nodo degli elementi.
Il calore è scambiato per conduzione in tutte le direzioni, senza trascurare, come fa’ l’analisi
bidimensionale, il calore scambiato sul piano xy.
Per quanto riguarda l’algoritmo di calcolo, il campo di velocità non è più ricavato dal campo di
pressione, ma viene calcolato separatamente per ogni nodo.
Inoltre l’utente può scegliere se tenere conto nell’equazione dei termini dovuti alla forza
gravitazionale e agli effetti inerziali. A parte rari casi, considerare tali termini non porta a grandi
differenze nel risultato finale, ma allunga molto il tempo di calcolo.
Queste sono in breve le differenze fondamentali rispetto all’analisi bidimensionale, che
approfondiremo meglio nel capitolo dedicato all’applicazioni del software.
80
7. Lo stampaggio simulato
Un software abbastanza completo e caratteristico, per la simulazione dello stampaggio delle materie
plastiche, è il Moldflow, ed in particolare il modulo Plastic Insight.
Il software utilizza come dati di input il modello CAD del manufatto, le caratteristiche del materiale,
il layout dei canali di alimentazione e di quelli di raffreddamento e tutti i parametri tecnologici di
processo, quali temperatura del fuso, dello stampo, del liquido di raffreddamento, e tempi ciclo.
Come output, può essere visualizzata una grande varietà di risultati, a seconda del tipo di
simulazione selezionata e delle fasi del processo di stampaggio interessate.
7.1
Pre-processing
Una tipica analisi di pre-processing è quella messa a disposizione dal software MoldFlow.
E’ possibile esaminare il funzionamento del software utilizzando come linee di guida la fase di
importazione del modello CAD della cavità, l’importazione o creazione della mesh, l’impostazione
del tipo di analisi, la selezione del materiale plastico, la definizione dei punti di iniezione,
l’impostazione dei parametri di processo e la creazione dei canali di raffreddamento dello stampo.
81
7.1.1
Impostazione del modello CAD
I programmi che simulano lo stampaggio ad iniezione, come nel nostro caso MoldFlow, permettono
di iniziare lo studio del processo di stampaggio partendo dal modello CAD del manufatto. Inoltre,
come vedremo in seguito, sarà anche possibile creare una mesh adatta ed aggiungere dettagli come i
canali di iniezione, i canali di raffreddamento ed i confini esterni del blocco stampo.
Quindi, per poter iniziare l’analisi del processo, dobbiamo prima disegnare il manufatto con un
sistema CAD, successivamente importeremo tale file in MoldFlow.
Il software permette l’importazione di una grande varietà di formati di modelli CAD, sia come solidi
che come superfici. I formati supportati sono:
IGES
STEP
Stl
IDEAS Universal
Il modulo aggiuntivo Moldflow Design Link, giunto alla versione 4.0 permette di caricare anche i
formati nativi di alcuni dei più diffusi pacchetti CAD come Pro Engineer, Solid Edge, Unigraphics,
Catia, SolidWorks, ecc.
Sono presenti all’interno di Moldflow stesso, infine, dei semplici strumenti di modellazione CAD
che permettono la creazione delle geometrie più semplici.
7.1.2
Importazione o creazione delle mesh
La creazione della mesh è una delle operazioni più delicate per lo studio dello stampaggio simulato,
infatti, se la mesh presentasse dei difetti, allora si rischierebbe di incorrere a delle imprecisioni nei
risultati fianli.
Moldflow permette di effettuare simulazioni con tre tipi di mesh diversi: Midplane, Fusion, 3D che
l’utente sceglierà in base ad esigenze diverse, quali geometria della cavità, accuratezza dei risultati,
tempi di calcolo impiegati.
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Mesh Midplane
La mesh Midplane è una mesh di tipo piano di elementi triangolari a tre nodi, in cui il modello CAD
da importare nell’ambiente di Moldflow, consiste in una superficie che rappresenta il piano medio
della cavità. E’ necessario innanzi tutto, che la geometria della cavità si presti a tale
approssimazione, ovvero che sia facilmente riconoscibile un piano medio di modellazione. La
preparazione della superficie da importare, che deve essere creata a partire da un modello
tridimensionale, potrebbe dunque risultare piuttosto laboriosa. Una volta eseguita la mesh, ad ogni
elemento è assegnata manualmente dall’utente la proprietà spessore, che rappresenta appunto, lo
spessore della cavità nell’area dell’elemento. Se la geometria della cavità è complessa e con molte
variazioni di spessore, anche quest’ultima operazione diventa piuttosto lunga.
Concludiamo con il dire che, sebbene la mesh Midplane sia stata fino a qualche anno fa un
passaggio obbligato per una simulazione di stampaggio ad iniezione, oggi sono stati sviluppati nuovi
metodi, come la mesh Fusion, che pur utilizzando gli stessi algoritmi di calcolo, permette di
eliminare tutta la fase di preparazione della superficie, o la mesh 3D, che ha invece rivoluzionato
anche la parte di calcolo numerico.
Figura 39 Mesh Midplane
83
L’unico vantaggio, per il metodo mesh Mildplane, è nell’enorme risparmio di calcolo in fase di
simulazione. Infatti, nel fare diverse prove, nelle quali si cambiano progressivamente i parametri di
processo, la durata del tempo di calcolo per ogni prova diventa importante!
Mesh Fusion
Anche questo tipo di mesh, come la Midplane, si utilizza per componenti in cui lo spessore sia molto
più piccolo delle altre due dimensioni. Il grande vantaggio è che non è più necessario modellare il
piano medio della cavità, né assegnare manualmente gli spessori, poiché questi sono calcolati
automaticamente con un algoritmo brevettato da Moldflow.
Dopo aver importato il modello CAD tridimensionale, questo è interamente ricoperto di elementi
triangolari piani a tre nodi.
Figura 40 Mesh Fusion
Vediamo più in dettaglio come opera il software.
In una geometria piana si possono riconoscere due “pelli” distanziate di una lunghezza che è,
appunto, lo spessore. Moldflow ricopre queste due pelli di elementi triangolari piani, facendo in
modo che ad ogni triangolo di una pelle, ne corrisponda uno identico sull’altra pelle. Tramite
elementi particolari inseriti automaticamente dal programma, detti connector, privi di flusso di
materiale e con una resistenza al calore nullo, ciò che succede su una pelle è trasmesso anche
all’altra.
L’algoritmo di calcolo degli spessori può essere schematizzato nel modo seguente:
1. Si considera un nodo su una pelle;
2. Si calcolano tutte le direzioni normali degli elementi collegati al nodo e dirette verso l’altra
pelle;
3. Si calcola la media dei coseni direttori di tutte le normali;
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4. Si individua sull’altra pelle il nodo più vicino al punto di intersezione della direzione normale
media con tale pelle;
5. La distanza tra i due nodi è lo spessore calcolato sul nodo;
6. Si collegano i due nodi tramite un connector;
7. Si segue tutta la procedura partendo dal nodo individuato,per verificare che a questo corrisponda
effettivamente il nodo iniziale:
8. Lo spessore di un elemento sarà calcolato come media degli spessori calcolati su tutti e tre i suoi
nodi.
L’operazione che comprende i passi 1,2,3,4 è detta mesh matching e match ratio è la percentuale di
nodi per cui l’operazione di mesh matching è stata efficace. L’operazione al punto 7 è detta
reciprocal mesh matching e reciprocal match ratio è la percentuale di nodi per cui ha funzionato.
Moldflow consiglia valori di match ratio non inferiori all’85% e di reciprocal match ratio non
inferiori all’80% per ottenere risultati attendibili.
Oltre agli elementi posti sulle due pelli, che chiameremo elementi matchati, esiste un altro tipo di
elementi, detti manifold edge, che non sono altro che gli elementi triangolari piani con cui è stato
ricoperto il modello CAD ai bordi. In sostanza sono gli elementi che “chiudono” la geometria
bidimensionale sulla superficie dello spessore.
L’altro parametro da tenere sotto controllo nella creazione di una mesh ad elementi piani, è l’aspect
ratio degli elementi triangolari, ovvero il rapporto tra il lato più lungo e l’altezza: la presenza di
molti elementi allungati nella direzione di flusso compromette la precisione dei risultati. Il
programma consiglia di mantenere un aspect ratio inferiore a 8 per un’analisi di flusso e inferiore a 6
nel caso di un‘analisi di deformazione.
Per questo tipo di mesh, l’importazione da un meshatore esterno risulta impossibile: gli altri
generatori di mesh non tengono conto del match degli elementi ed una mesh importata avrà valori di
mesh matching troppo bassi per essere utilizzata.
I risultati della qualità di una mesh possono essere visualizzati ed eventualmente migliorati tramite
la mesh statistics, riportata in figura 41.
85
Figura 41 Esempio di mesh statistic
Mesh 3D
Gli elementi tridimensionali utilizzati da Moldflow per una simulazione 3D sono elementi
tetraedrici a quattro nodi. I vantaggi principali rispetto alle mesh piane sono la possibilità di poter
analizzare cavità non necessariamente a geometria piana e la maggiore accuratezza dei risultati,
anche per geometrie piane. Naturalmente si devono tenere in conto i tempi di calcolo, che sono
notevolmente superiori.
La mesh 3D può essere importata o generata all’interno di Moldflow. La generazione all’interno del
software avviene passando per un’iniziale generazione Fusion e convertendola in seguito in 3D.
Anche per la mesh 3D è importante tenere sotto controllo la forma dei tetraedri generati, per non
avere troppi tetraedri distorti: il parametro di controllo è l’aspect ratio, rapporto tra il lato più lungo
e l’altezza, che può essere impostato nella generazione della mesh. Moldflow consiglia di mantenere
il valore al di sotto di 25. Altro parametro da impostare nella fase di generazione è il numero di
elementi da inserire nello spessore: è consigliabile che siano 6 e non devono mai essere inferiori a 4.
Per quanto riguarda l’importazione della mesh, uno dei formati letti da Moldflow e che abbiamo
utilizzato per la tesi, come formato di scambio con Pro-E è *.ans. Una volta importata, la mesh
tetraedrica non può essere immediatamente utilizzata, ma il software richiede un raffinamento
successivo per far sì che lo spessore contenga effettivamente il numero di elementi selezionato.
Anche per la mesh tetraedrica è possibile ottenere un resoconto della qualità attraverso la mesh
statistic.
86
Figura 42 Mesh 3D
7.1.3
Correzione della mesh: mesh tools
Per geometrie non semplici, la mesh Fusion generata automaticamente dal software potrebbe
presentare degli errori, che impediscono di effettuare la simulazione o di passare ad una mesh 3D.
Gli errori sono localizzati dalla mesh diagnostic, che pone gli elementi individuati in un diagnostic
layer. La correzione può essere effettuata manualmente dall’utente, grazie ad una serie di strumenti
(mesh tools) che il software mette a disposizione. Gli errori sono rappresentati da elementi
sovrapposti (overlapping elements), “buchi” nella mesh (free edge), la non-orientazione della mesh,
delle facce superiori (top) e inferiori (bottom) degli elementi.
I mesh tools possono essere impiegati anche per il miglioramento della qualità della mesh: si
visualizzano gli elementi con aspect ratio non accettabile e li si modifica.
87
7.1.4
Impostazione del tipo di analisi
Le tipologie di analisi presenti all’interno di Moldflow sono molto varie. Oltre al processo di
stampaggio ad iniezione più semplice, sono presenti moduli per la simulazione di diverse tecnologie
di stampaggio, quali la co-iniezione o il sovrastampaggio (di cui parleremo in seguito), moduli per
analisi DOE (Design of Experiment) o per ottimizzare il posizionamento del punto di iniezione
(Gate Location Analysis).
La simulazione del processo di stampaggio semplice è divisa dal software in quattro analisi distinte
e modulari, in ordine:
1. Cooling;
2. Filling;
3. Packing;
4. Warpage
L’utente può scegliere, naturalmente seguendo l’ordine temporale, quali analisi lanciare. L’analisi di
cooling non è strettamente necessaria per iniziare un’analisi di filling, ma se non sono modellati i
canali di raffreddamento e il blocco stampo, non si tengono in considerazione eventuali
disomogeneità di temperatura delle pareti dello stampo.
Ricordiamo inoltre che non tutte le analisi sono supportate da tutti i tipi di mesh; ne riportiamo una
descrizione nella tabella 2-2.
Mesh
Analisi supportate
3D
Fusion
Midplane
Flow
Cool
Warp Shrink Stress Overmolding
Tabella 2-2 Analisi supportate da Moldflow
88
7.1.5
Selezione del tipo di materiale
Il materiale è selezionato accedendo, attraverso diversi criteri di ricerca, ad una vasta raccolta di
database già presenti nel software. Possono essere visualizzati tutti dettagli dei materiali, i parametri
di processo raccomandati e altri valori caratteristici, quali curve pvT, calore specifico, temperatura
di non-flusso, viscosità e molti altri.
In particolare nel database sono elencate tutte le costanti determinate sperimentalmente da Moldflow
nei propri laboratori e che saranno utilizzate negli algoritmi di calcolo. Bisogna prestare particolare
attenzione dunque, a quali costanti sono state caratterizzate per quel materiale, e quali no, per sapere
quale sarà l’algoritmo utilizzato.
Sebbene non consigliato dal software, ogni database può essere editato, o possono essere creati
database personali.
La Moldflow Corporation, su richiesta del cliente, offre la possibilità di caratterizzare qualsiasi tipo
di materiale che non sia inserito nel database del programma.
I principali parametri da conoscere, per un dato materiale plastico sono:
Conducibilità Termica (Thermal Conductivity)
Calore Specifico (Specific Heat)
Temperatura di Transizione (Transition Temperature)
Temperatura di Estrazione (Ejection Temperature)
Viscosità a Taglio (Shear Viscosity)
Curve pvT (pressione-volume-Temperatura)
Coefficienti di Ritiro
10.1.6
Selezione del punto di iniezione
La selezione del punto di iniezione avviene selezionando uno o più nodi della mesh nei quale
saranno impostate le condizioni al contorno di ingresso del fuso, quali portata, temperatura o
pressione. Sarà questo il primo nodo da cui partirà il calcolo per l’avanzamento del fronte di flusso.
Vista l’importanza della sezione del gate, in genere è sconsigliato, anche per una analisi
approssimata, posizionare il punto di iniezione direttamente su un nodo della mesh della cavità.
89
Per la mesh Fusion è consigliato modellare il gate o meglio tutti i canali di adduzione, attraverso i
beam e prendere il punto di iniezione su un nodo dei beam: la sezione di ingresso del materiale sarà
la sezione del gate modellato. Per quanto riguarda la mesh 3D, se come punto di iniezione è
selezionato un nodo della cavità, la sezione di entrata del fluido è uguale all’area occupata dalle
facce di tutti i tetraedri che condividono quel nodo. Moldflow consiglia di modellare anche il gate
con una mesh 3D, per rispettare accuratamente la sezione di ingresso del fluido.
7.1.7
Impostazione dei parametri di processo
L’impostazione dei parametri fondamentali di processo e di simulazione avviene attraverso la
finestra Process Setting Dialog. L’utente deve specificare le condizioni di processo, oltre ad alcune
costanti nell’algoritmo di calcolo. Naturalmente il numero e il tipo di variabili da specificare varia a
seconda del tipo di analisi selezionato. Vediamo nei dettagli quali sono i parametri da settare per
un’analisi completa.
Temperatura del fuso all’iniezione. Se in precedenza, in fase di selezione del tipo di materiale,
è stato selezionato un materiale presente nel database del software, tale parametro sarà
automaticamente assegnato del programma.
Temperatura dello stampo. Se non sono stati modellati il blocco stampo e il circuito di
raffreddamento, Moldflow effettua un’analisi simmetrica, considerando semplicemente le pareti
con cui il fuso entra in contatto, alla temperatura specificata. Nel caso in cui sia stata impostata
anche l’analisi di cooling, tale temperatura è solo un dato di partenza: è eseguita un’analisi di
90
condizionamento di tutto lo stampo, evidenziandone eventuali disomogeneità nella distribuzione
di temperatura;
Controllo di riempimento. La fase di riempimento è controllata impostando parametri nel
punto di iniezione. L’utente può scegliere diversi tipi di controllo, quali controllo di portata,
controllo del tempo di riempimento, oppure un tempo di riempimento automatico, scelto dal
programma in base a criteri di stampabilità del componente;
Punto di switchover. Il punto di commutazione da controllo in velocità a controllo in pressione
può essere specificato ad una certa percentuale del riempimento, ad un determinato valore di
pressione, ad una percentuale di avanzamento della vite;
Profilo di impaccamento. Il software offre la possibilità di impostare profili di pressione di
impaccamento diversi, dividendo il tempo di impaccamento in 10 step distinti: in questo modo si
possono creare profili anche complessi;
Tempi ciclo. Per un calcolo corretto dei valori di temperatura che vengono raggiunti a regime
dallo stampo, deve essere noto il tempo ciclo totale. Si richiede il tempo di apertura dello
stampo, e il tempo totale di iniezione, impaccamento e raffreddamento.
Pressa. Il software richiede che sia introdotto il database della pressa utilizzata, in caso contrario
viene utilizzata quella di default. Le caratteristiche riportate sono la portata massima di
iniezione, la forza di chiusura, il rapporto di intensificazione (intensification ratio) tra pressione
sul pistone idraulico e pressione sul fuso di fronte alla vite;
Parametri di soluzione. E’ questa l’unica finestra di accesso ad un controllo diretto
dell’algoritmo di calcolo. I parametri sui quali intervenire variano a seconda del tipo di
algoritmo utilizzato e sono rappresentati da tolleranze di convergenza dei risultati, da durata
dello step temporale di analisi e, nel caso Fusion, anche dal numero di laminae nel quale
dividere lo spessore. Inoltre sempre nella stessa finestra, viene settato il numero degli istanti per
i quali portare i risultati in output. Bisogna prestare particolare attenzione a questo parametro,
poiché influisce sulla qualità di visualizzazione degli output e potrebbe portare ad errori di
valutazione.
Il software permette di creare, per ognuno dei settaggi specificati, dei database personali, file in
formato *.udb, che possono essere anche impostati come default. Possono essere creati database dei
canali di raffreddamento e di adduzione, materiali, presse, parametri di soluzione e di processo. Ad
esempio, se l’azienda possiede un certo numero di presse, è comodo creare un database specifico per
ogni pressa, da inserire a seconda delle necessità. Oppure, se si decide che certi parametri di
91
soluzione sono accettabili per ogni tipo di analisi, si edita il database dei parameter solver di default,
in base alle proprie preferenze.
7.1.8
Creazione dei canali di raffreddamento
I canali di raffreddamento possono essere modellati in modalità wizard, oppure essere creati
dall’utente.
La modalità wizard permette di impostare il diametro, il numero e la lunghezza dei canali, e la loro
distanza dalla cavità. Le possibilità di modellazione del layout dei canali resta comunque limitato.
Se si vuole inserire nell’analisi un’architettura dei canali complessa, questi devono essere importati
come linee all’interno di Moldflow. In seguito si assegna a tali linee la proprietà channel (canale di
raffreddamento) e se ne specificano le caratteristiche, quali diametro, tipo di fluido di
raffreddamento, velocità del fluido.
La temperatura di ingresso del fluido di raffreddamento è selezionata in seguito, come condizione al
contorno sui nodi di immissione (inlet node) dei canali.
7.2
Post-processing
L’interpretazione finale dei risultati in uscita e il loro utilizzo come strumento di ottimizzazione, è la
fase più impegnativa di tutta la simulazione. Interpretare correttamente i risultati significa innanzi
tutto conoscere il loro significato, la fisica del processo e la parte di modellazione matematica
introdotta dal software.
Il tipo di risultati è dunque diverso, a seconda del tipo di simulazione : in un’analisi Fusion abbiamo
a disposizione tipologie di risultati da consultare differenti rispetto ad una simulazione 3D.
I risultati dell’analisi vengono visualizzati graficamente sovrapposti alla mesh su cui l’analisi è stata
svolta. Alcuni output generati dal programma sono:
Screen output. Questo output è uno dei più importanti. Analizzando i valori riportati in tale
scheda è possibile vedere l’andamento ipotetico dei parametri di controllo lungo tutta la fase di
92
iniezione. Dalle tabelle è possibile determinare il tempo totale di iniezione, la pressione
massima, la forza massima di serraggio e l’andamento di ognuno di questi parametri in funzione
degli altri Results
Summary. Vengono riepilogati tutti i parametri di settaggio macchina che sono stati inseriti
nelle fasi precedenti a quelle di analisi e tutti i valori che si ottengono dall’analisi stessa: i
parametri riguardanti il materiale sia prima che durante l’iniezione, i parametri di settaggio del
processo ed i dettagli riguardanti lo stampo.
Machine setup. In tale scheda vengono riportati tutti i dati di settaggio della pressa e dello
stampo che dovranno essere impostati a tali macchine prima di iniziare la produzione.
93
Fill time. E’ un rappresentazione grafica del riempimento della cavità stampo nel tempo(
prossima figura). La rappresentazione può essere fatta in maniera fotografica con la
visualizzazione di immagini progressive o in maniera animata:
Pressare at V/P switchover. Rappresenta graficamente l’andamento della pressione in funzione
della percentuale di volume di materiale fluido iniettato(prossima figura):
94
Temperature at flow front. Rappresenta l’andamento della temperatura del fronte di avanzata.
Permette di capire se la cavità stampo riesce a riempirsi completamente o se il materiale inizia a
solidificarsi prima del completo riempimento:
Bulk temperature. Permette di visualizzare a che temperatura si trova il materiale plastico al
termine della fase di iniezione:
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Shear rate Bulk. . Se il materiale si porta al di sotto della temperatura di non-flusso diventando
solido, a causa dell’alta pressione a cui si trova esso può incorrere ad una degradazione delle
fibre che lo compongono, generando delle tensioni interne residue. Nella visualizzazione grafica
è possibile vedere il degrado del materiale alla fine dell’iniezione in maniera da poter intervenire
dove necessario.
Pressure at injection location. É un grafico che rappresenta l’andamento della pressione di
iniezione durante tutta la fase di iniezione:
Air traps. Permette di identificare quali sono i punti della cavità stampo in cui può rimanere
intrappolata dell’aria causando dei vuoti nel pezzo. Questo risultato è molto importante per i
96
progettisti che dovranno, in fase di progetto, inserire degli sfoghi d’aria proprio in questi
punti indicati.
Average velocità. Mostra la velocità delle linee di flusso del materiale e le linee di flusso
stesse:
Clamp force. Andamento della forza di serraggio dello stampo durante la fase di
iniezione:
97
Weld lines. È molto importante, per i pezzi estetici, prevedere con precisione il punto in
cui si incontreranno due o più fronti di flusso, perché lì, quasi sicuramente, si formerà
una linea di giunzione. Queste linee possono risultare visivamente molto evidenti,
soprattutto guardando il pezzo in controluce, e lo sono tanto di più quanto più la
giunzione si è formata in un punto in cui il fuso aveva una temperatura bassa. Una linea
di giunzione troppo evidente, per un pezzo a vista, può rendere necessario scartarlo. Con
tale rappresentazione si è in grado di visualizzare i provabili punti in cui i flussi di
materiali si incontrano.
7.3
Analisi di overmolding
Il software permette l’analisi del processo di sovrastampaggio di due diversi componenti. Questo
tipo di analisi è supportata solo dall’algoritmo 3D e permette un’analisi limitata alle fasi di iniezione
e di impaccamento (analisi di flusso).
7.3.1
Pre-processing
Per condurre un’analisi di overmolding è necessario disporre di mesh distinte per le due cavità.
Per prima cosa si importa all’interno del nuovo studio, la mesh della seconda cavità, si imposta
come tipo di analisi un “overmolding analysis” e si editano le proprietà dei tetraedri come
“Overmolding Second Component”.
A questo punto si aggiunge la mesh già pronta dell’altra cavità, che il software riconoscerà come
prima cavità ad essere riempita. Le due cavità sono visualizzate con colori differenti: la prima cavità
è verde, la seconda è marrone (impostazioni di default).
L’accorgimento principale di questa fase è quello di scegliere lo stesso sistema di riferimento per le
due mesh, sebbene siano state create separatamente: una volta importate nello stesso studio per
l’analisi di overmolding, sarà rispettato il posizionamento reciproco.
98
Nella finestra dello Study Task pane, la scelta del materiale A è quella relativa al primo componente
stampato, mentre il materiale B è quello che riempirà la seconda cavità.
Anche la scelta dei punti di iniezione, che compare nella stessa finestra, si riferisce allo stampaggio
del primo componente. Per determinare i punti di iniezione del componente sovrastampato, si deve
selezionare “Set Overmolding Injection Location” dal menu a cascata “analysis”.
Poichè il processo di sovrastampaggio non è altro che lo stampaggio sequenziale di due diversi
componenti, la finestra di process setting per l’impostazione dei parametri di processo è costituita
essenzialmente da due finestre di dialogo analoghe a quelle descritte nel paragrafo 10.1.6, una per
ogni componente.
Un’attenzione particolare deve essere dedicata al settaggio dei parametri di processo: per l’analisi di
overmolding deve essere effettuata una scelta per quanto riguarda il parametro “Overmolding facet
lenght”, che può assumere i valori minimum, average o maximum e la cui funzione sarà spiegata in
seguito.
7.3.2
Simulazione del processo
Il software conduce un’analisi di flusso (riempimento e impaccamento) del primo componente, che
equivale ad un’analisi di flusso semplice, poiché il polimero riempie una cavità interamente ricavata
nell’acciaio dello stampo.
L’analisi di flusso del secondo componente differisce da un’analisi di flusso semplice, per i seguenti
motivi:
il secondo polimero iniettato è a contatto con il primo componente stampato, che ha un
coefficiente di conduzione k diverso dallo stampo;
durante lo stampaggio del secondo componente, il primo componente è riscaldato dal polimero
fuso e può rifondere a sua volta;
I passi seguiti dal software nell’analisi e riportati in ordine, sono i seguenti:
1.
Analisi di riempimento e impaccamento del primo componente;
2.
Raffreddamento durante i secondi di apertura dello stampo per consentirne la
movimentazione;
99
3.
Analisi di riempimento e impaccamento del secondo componente. Durante questa
analisi le condizioni di temperatura calcolate sui nodi della mesh della seconda
cavità sono riportate come condizioni al contorno nei nodi di contatto della mesh
della prima cavità, e l’analisi termica è condotta anche sul primo componente
stampato.
Il risultato più interessante dell’analisi di overmolding è dunque quello che mostra il profilo di
temperatura del primo componente stampato, mentre viene iniettato il secondo polimero.
Vediamo nei dettagli come le condizioni di temperatura sono trasferite da una mesh all’altra, durante
l’overmolding.
In un’analisi di overmolding, sono importate due mesh realizzate separatamente, ma che dovranno
essere accoppiate. Oltre all’esigenza di un sistema di riferimento comune, è anche necessario che le
due mesh abbiano elementi di dimensioni simili.
Infatti il software non fa altro che spostare le condizioni di temperatura calcolate durante il
riempimento, per ogni nodo della seconda mesh, sul nodo più vicino della mesh della prima cavità
già riempita. Quanto “vicino” debba essere il nodo della prima cavità affinché avvenga il
trasferimento delle condizioni, è definito nel settaggio del parametro “overmolding interface
tolerance” dei process parameter. Sono consentite tre sole opzioni di scelta: “minimum facet
lenght”, “average facet lenght” e “maximium facet lenght”, di difficile interpretazione, poiché
non sono quantificate da nessun dato di tipo numerico.
In pratica questo parametro non rappresenta altro che la tolleranza entro cui considerare un nodo del
primo componente a contatto con il polimero fuso che sta riempiendo la seconda cavità. In linea di
massima il parametro può essere lasciato invariato sul valore di default che è minimum, ma se le
superfici hanno molte curve e le due mesh sono lasche, deve essere portato al valore di average o
maximum.
Si capisce dunque la necessità di avere elementi di dimensioni simili per le due mesh, affinché possa
essere stabilita una corrispondenza biunivoca per ogni nodo di contatto.
Per capire meglio il problema facciamo l’esempio di un caso in cui la dimensione degli elementi
della prima cavità riempita sia molto maggiore di quella della seconda cavità. Allora esisteranno dei
nodi della seconda cavità che, pur appartenendo alla superficie di contatto, non troveranno entro il
raggio di tolleranza stabilito, un nodo appartenente alla prima cavità, su cui “trasferire” la
100
condizione temperatura. Questo si tradurrà in una perdita di informazioni, ed in una peggiore qualità
dei risultati.
7.3.3
Post-processing
I risultati forniti dal software in output da un’analisi di overmolding sono divisi in due categorie:
Flow : mostra tutti i risultati relativi alla prima iniezione, che saranno analoghi a quelli ottenuti
con un’analisi semplice di flusso nella prima cavità;
Overmolding flow : mostra i risultati di flusso, dello stesso tipo di un’analisi semplice, relativi
alla seconda iniezione ed inoltre la temperatura del primo componente stampato durante il
riempimento e l’impaccamento del secondo;
I risultati di flow permettono di valutare la qualità del riempimento del primo componente. In realtà
non conviene condurre valutazioni sul riempimento del primo componente con un’analisi di
overmolding, poichè equivale a condurre un’analisi di flusso semplice, ma con un notevole
risparmio di tempo.
I risultati di overmolding flow, permettono di valutare la qualità del riempimento della seconda
cavità, tenendo conto del fatto che alcune parti si trovano a contatto con il polimero fuso del primo
componente. Infine la possibilità di visualizzare la temperatura anche nel primo componente
stampato, rappresenta una base per considerazioni sulla qualità dell’aderenza tra i due componenti.
L’interpretazione dei risultati per una valutazione della qualità del sovrastampato, richiede molta più
esperienza in campo applicativo e un tuning del software molto più approfondito, di quanto non
richiedano le analisi semplici di flusso e deformazione.
La qualità di un buon sovrastampaggio, nel caso particolare che prenderemo in esame, coincide con
una buona aderenza tra i componenti. L’aderenza tra i componenti non può però, essere determinata
in modo assoluto in funzione della temperatura raggiunta dai due materiali, poiché dipende innanzi
tutto dalla compatibilità chimica tra i due.
Altro problema che si incontra spesso nello stampaggio multimateriale è quello della
compenetrazione del polimero fuso della seconda iniezione nel primo componente. Moldflow
considera sempre le due cavità nettamente separate e non tiene in considerazione il passaggio di
materiale da una cavità all’altra. La possibilità che offre il software è quella di conoscere il grado di
101
rifusione del primo componente e in base all’esperienza, si potrà valutare se la rifusione è tale da
permettere la penetrazione di altro materiale.
7.4
Vantaggi e considerazioni sul processo simulato
Una simulazione del processo di stampaggio, come ogni tipo di simulazione virtuale, consente di
riprodurre le condizioni del processo, senza disporre del materiale reale per eseguirle.
Il vantaggio principale di una simulazione è quello di poter risparmiare i costi di eventuali scelte
progettuali errate; un secondo vantaggio è quello di poter analizzare il processo studiando e
modificando solamente un certo numero di parametri. Un’altro importante vantaggio è quello di
poter andare alla ricerca dei parametri e delle caratteristiche geometriche del prodotto, che portano
ai miglior risultati in termini di qualità e costi.
Quindi, ricapitolando i vantaggi dello stampaggio simulato sono nella possibilità di eseguire uno
stampaggio virtuale
dove l’impiego di macchina / personale è limitato al computer e al suo
operatore. Agendo su modelli virtuali, le modifiche hanno il potenziale per essere eseguite
rapidamente e molto economicamente anche per condizioni di difficile sperimentazione pratica.
Ingrandire, ridurre o spostare una o più iniezioni a fronte di problematiche riscontrate con le
simulazioni stesse, sono operazioni virtuali molto rapide con i sistemi moderni.
Il potenziale di queste simulazioni, insito nella possibilità di verificare più alternative ( what if –
cosa succede se ) in modo rapido, ci porta vicino alle condizioni di stampaggio ottimali perché
capaci di dare la qualità desiderata al ciclo minimo e con il minor livello di scarti di lavorazione. E’
utile ricordare che, in contrasto con quanto sopra, uno stampo prototipo non ben progettato può,
portarci fuori strada nella ricerca delle condizioni ideali di lavorazione.
7.4.1
Limitazioni
Già dalla metà degli anni ’80, erano presenti le prime possibilità delle analisi del flusso nello
stampaggio virtuale. Tuttavia l’uso di queste tecnologie non è ancora sufficientemente diffuso, sia
102
perché non tutta l’industria è preparata al loro uso e sia perché, in tali rappresentazioni, ci sono
ancora dei piccoli limiti.
Plastificazione
La fase di preparazione del fuso dipende dal tipo di vite, dal suo funzionamento e dalle condizioni
termiche della camera di plastificazione, ma tutto questo dipende dalla macchina, quindi questi
parametri sono scelti dal costruttore della pressa, che per ragioni economiche tende sempre più a
standardizzare le proprie macchine.
Invece, nella fase di simulazione del processo di stampaggio, viene ipotizzato che il fuso entri nello
stampo con una certa temperatura, senza alcuna degradazione e con un’omogeneità assoluta, ma tali
condizioni nella realtà son difficili da riprodurre poiché dipendono dalla macchina usata e dai tempi
di plastificazione (che hanno una influenza negativa sulla omogeneità del fuso e sul riempimento e
controllo dei ritiri e delle deformazioni).
Riempimento
La fase del riempimento è quella più studiata, quindi in questa fase le limitazioni del software sono
molto piccole; l’unica premessa importante da fare è quella di avere un buona caratterizzazione
reologica dei materiali.
Una piccola limitazione potrebbe essere quella di non considerare bene il grado di finitura della
superficie dello stampo.
Compattazione
Per molti manufatti questa fase può diventare molto più importante del riempimento, perché deve
controllare impaccamenti eccessivi o inadeguati e le loro conseguenze su tensioni interne, ritiri,
risucchi e deformazioni.
Una delle limitazioni di alcuni software deriva dall’incapacità di calcolare con sufficiente precisione
i tempi di solidificazione delle iniezioni. Limitazioni più generali si ritrovano nella caratterizzazione
dei materiali a causa dei costi di esecuzione e della precisione delle curve di stato pVT ancora
inferiore a quella delle viscosità usate nella simulazione del flusso.
103
Raffreddamento
Questa fase, nella simulazione, consente di poter ottenere buoni risultati, tuttavia spesso è difficile
poter prevedere la quantità di calore asportato per conduzione dalle piastre della pressa e quello
disperso per conduzione. Altre approssimazioni sono legate alla difficoltà di poter considerare
eventuali piccoli isolamenti creati da tasselli ed estrattori.
Ritiri e deformazioni
In questa area, la caratterizzazione dei materiali è l’anello più debole della catena di calcolo. Ciò è
molto meno critico per i polimeri ingegneristici per i quali i produttori si sentono più impiegati a
fornire le caratterizzazioni complete.
Al giorno d’oggi, tuttavia, si riesce ad avere ottime previsioni in termini di deformazioni e ritiri,
almeno che le deformazioni oggetto di studio non siano troppo elevate.
7.4.2
Soluzioni
La realizzazione di pezzi in plastica competitivi, senza i tipici intoppi di tempo e costi associati ai
metodi tradizionali di ‘prova e correggi’, richiede una serie di esperienze fondamentalmente diverse.
In questa ottica, la prima domanda a cui dare una risposta è “chi deve fare cosa”. In termini pratici,
chi deve assicurare che:
-
il pezzo sia ben disegnato e abbia specifiche realistiche per uno stampaggio ottimale;
-
lo stampo sia progettato e realizzato in modo adeguato;
-
le condizioni di stampaggio siano scelte e mantenute al meglio.
Le metodologie che vanno sotto il nome di co-design, concurrent o simultaneous engineering, si
propongono da tempo di integrare queste esperienze in un team. Tuttavia queste tre tematiche
possono essere tutte coordinate da una sola figura, quella dell’analista CAE, il quale deve avere una
certa conoscenza delle tre aree sopra indicate.
La figura dell’analista CAE non è tuttavia molto presente nelle piccole imprese, all’interno delle
quali i software di simulazione hanno difficoltà ad attecchire.
104
Per poter implementare con successo l’uso di sistemi per analizzare lo stampaggio virtuale, le
aziende devono rispettare sei punti fondamentali, qui di seguito elencati.
Pianificazione di lungo termine
L’azienda
deve
essere
disponibile
a
impegni
di
lungo
termine
perché
il
successo
dell’implementazione di queste metodologie richiede il coinvolgimento con diverse parti
dell’organizzazione interna e con i clienti e fornitori.
Requisiti di dati e informazioni
La disciplina imposta dai programmi richiede di quantificare molte variabili tecniche ed economiche
in qualche modo ignorate nel passato. Ciò può rappresentare un lavoro significativo, ma risulta
essenziale per i risultati.
Requisiti di personale
Premessa la necessità di personale dedicato, il tecnico coinvolto deve essere dotato anche di
conoscenze pratiche del processo di stampaggio e di costruzione stampi. L’accesso più ampio ai
risultati delle sue simulazioni consentirà l’accrescimento di queste esperienze interdisciplinari.
Adattamento dell’organizzazione
Poiché il successo dell’uso delle metodologie CAE applicate allo stampaggio è legato ad un
approccio più integrato al processo completo di realizzazione di un nuovo manufatto, con inclusione
delle metodologie di assicurazione della qualità, le imprese che intendono applicarle devono
assicurare una buona facilità di comunicazione tra i vari reparti specialistici.
Standard di manutenzione e controllo
Un uso efficace della metodologia richiede che siano già attuati tutti i metodi convenzionali per
migliorare l’efficienza delle operazioni. Non ha certamente senso effettuare delle simulazioni
sofisticate del processo e dedicare poca attenzione ai problemi di manutenzione delle presse e delle
attrezzature.
105
Scala delle operazioni
Sicuramente, questo è l’aspetto che è più cambiato negli ultimi venti anni! In pratica, l’azienda deve
cercare di aumentare il numero di stampi da progettare in un anno; in modo tale che l’analista CAE
possa poter dare una certa continuità al suo lavoro.
106
8 Progettazione e realizzazione stampo
L’oggetto scelto dall’AESA Tecnopolimeri come modello per la realizzazione del prototipo di
stampo consiste in un cuneo ferma ruote. Tale oggetto è stato pensato e disegnato con le soluzioni e
gli accorgimenti necessari per i pezzi prodotti mediante stampaggio ad iniezione.
Nella figura che segue si vede il cuneo con dimensioni di base di 170 x 170 mm ed un’altezza di
circa 100 mm, si possono notare anche delle costole di rinforzo che generano tre setti pensati per l’
eventuale passaggio di canali di raffreddamento dello stampo.
Figura 43
L’oggetto così disegnato si presta benissimo ad essere stampato perché non presenta sottosquadri ed
ha un solo piano di sformo (piano x-y) e queste caratteristiche diminuiscono molto la complessità
dello stampo da realizzare.
Il disegno 3D è stato effettuato mediante software CAD Solid Edge e poi realizzato da un’ officina
meccanica, in resina per prototipazione rapida, utilizzando una fresatrice a controllo numerico.
107
8.1
Dimensionamento meccanico
Un calcolo di massima è stato effettuato per garantire la resistenza meccanica dello stampo
all’azione di una pressa per iniezione da 300 t per far ciò si è considerata esclusivamente la
resistenza a compressione del conglomerato cementizio, assumendo una tensione ammissibile di
160 MPa.
L’area resistente necessaria è risultata essere di circa 218 x 218 mm considerando come carico la
massima forza di chiusura dei semistampi che la pressa poteva offrire. Per sopperire ad una
eventuale diminuzione della resistenza, dovuta alla possibile necessità di dover inserire dei canali di
raffreddamento, si è deciso di portare le dimensioni della base del primo prototipo a 370 x 380 mm
8.2
Simulazioni di stampaggio
La simulazione software è stata necessaria per ottimizzare tutti i parametri del processo di
stampaggio al fine ottenere una buona qualità dell’elemento da realizzare. Le fasi principali che si
sono affrontate poter effettuare tali simulazioni, già ampiamente approfondite nel capitolo 7, si
possono riassumere in:
•
Importazione della geometria e generazione della Mesh 3D
•
Scelta del polimero da iniettare
•
Scelta dei materiali con cui realizzare lo stampo
•
Impostazione della temperatura del materiale polimerico fuso in fase di iniezione
Impostazione delle temperature dei due semistampi
I primi risultati ottenuti con Moldflow non sono stati molto buoni, infatti come mostra la figura 44
lo stampato presentava una notevole quantità di inclusioni d’aria, tali inclusioni sono indesiderate
perché pregiudicano notevolmente la resistenza meccanica dell’oggetto da realizzare,
Figura 44
a questo si aggiunge anche una disuniformità nel raffreddamento, mostrata in figura 45, che
contribuisce in modo negativo sull’ oggetto finito. Un raffreddamento non uniforme infatti provoca
108
dei ritiri differenziati che generano a loro volta delle tensioni interne residue, tali tensioni possono
indebolire o deformare il pezzo che realizziamo.
Figura 45 Andamento del raffreddamento
La figura 46 ci mostra la qualità del cuneo, le zone in giallo sono quelle dove si evidenziano le
caratteristiche qualitative più scarse.
Figura 46 Qualità
Per migliorare la qualità del cuneo sono stati aggiunti nella simulazione dei canali di
condizionamento, figura 47, e dopo svariate modifiche al diametro, alla portata d’ acqua di
109
raffreddamento ed alla sua temperatura in ingresso si è giunti, come mostra la figura 48, ad una
buona qualità generale dell’oggetto.
Figura 47
Figura 48
Nella tabella sottostante si possono leggere tutti i valori di output che il programma ci fornisce dopo
la simulazione, di particolare interesse sono la massima forza di compressione che la pressa esercita
su i due semistampi, pari a circa 33t, ed il tempo di ciclo, ovvero il tempo che intercorre tra la
chiusura dello stampo e la riapertura dopo la solidificazione del pezzo stampato. In particolare il
tempo-ciclo, che risulta essere di 148 secondi, nonostante sia pressoché doppio rispetto ad i tempi
che si ottengono con i tradizionali stampi metallici risulta soddisfacente per lotti di produzione
medio-piccoli.
110
8.3
Realizzazione del primo prototipo
Alla luce dei risultati ottenuti dalle analisi precedentemente descritte, dopo un’ulteriore fase di
progettazione CAD, necessaria per avere un’ottica d’insieme e realizzare tutti i componenti da
assemblare, si è proceduto allestendo una cassaforma, essa è realizzata in modo tale da poter
alloggiare sia il modello del cuneo che i canali di raffreddamento e che nel contempo permettesse le
operazioni di getto del conglomerato cementizio. La cassaforma ed il modello sono stati
precedentemente cosparsi con un olio disarmante allo scopo di facilitare la rimozione delle pareti
del cassero e l’estrazione del modello a solidificazione avvenuta.
Figura 47 Cassero allestito
Una volta effettuata il getto, con una miscela di inerti a granulometria fine, cemento portland 42,5 e
fumo di silice, si è provveduto a preparare i provini per le prove meccaniche e termiche, il tutto è
stato vibrato ed infine lasciato essiccare.
Purtroppo, dopo 28 giorni attesi per la maturazione del conglomerato cementizio, nonostante la
facilità con cui è stato possibile rimuovere le pareti costituenti la cassaforma non è stato possibile
estrarre il modello del cuneo, probabilmente a causa della sua forma caratterizzata da un elevato
rapporto tra superficie e volume.
Ottimi risultati sono stati ottenuti per quanto riguarda la finitura superficiale dello stampo sia nella
parte immediatamente visibile che costituisce l’interfaccia di contatto tra semistampo fisso e mobile
(figura 48) che nella cavità formata dal modello (figura 49), aspetto che è stato possibile osservare
solo dopo la rottura del getto per l’estrazione del modello stesso. Per favorire tale estrazione in
successive sperimentazioni si è pensato di utilizzare altri tipi di disarmante, ad esempio le cere
distaccanti usate per le laminazioni in composito.
111
Figura 48 Piano di sformo
Figura 49 Cassero allestito
8.3.1 Prove meccaniche e termiche
Per valutare la resistenza meccanica del conglomerato cementizio sono state effettuate prove di
compressione e flessione.
Figura 50 Flessione
4
Figura 51 compressione
Prove di flessione su provini 40x40x160 mm, distanza appoggi
100mm
2
Forza (kN)
3
2
sfm = 5,1 ± 1,5 MPa
3
1
1
0
0.0
0.5
1.0
Deflessione (mm/10)
1.5
2.0
112
Prove di compressione su provini 40x40x40 mm
100
32
22
21
31
12
11
scm = 90,3 ± 2,3 MPa
sc (MPa)
Ecm = 25,5 ± 5,8 GPa
50
0
0.000
0.005
0.010
e
Dalle prove meccaniche ne risulta una tensione ammissibile di circa 90 MPa, tale valore risulta
dimezzato rispetto a quella attesa dalla miscela, assunta pari a 160 MPa, per cui si rende necessaria
una modifica del mix design del conglomerato al fine di aumentarne la resistenza meccanica.
Per valutare le caratteristiche termiche della miscela è stata condotta una prova con uno strumento a
piastra calda con anello di guardia su due provini precedentemente preparati ed e cui è stata fatta
perdere tutta l’ umidità.
Figura 52 Provino 200mm
Figura 53 Allestimento della prova
113
Di seguito si mostra il report della misura effettuata in cui si evidenzia la conduttività termica del
campione, il valore =0.739 (W m-1K-1) è molto basso ma comunque dell’ ordine di grandezza che
ci si aspettava, migliorare la miscela cercando di elevare questo coefficiente porterebbe il vantaggio
di abbassare ulteriormente il tempo-ciclo.
Misura della conduttività termica  (W m-1K-1)
in conformità alla Norma UNI 7745
Designazione dei campioni:
Campioni contrassegnati da sigle.
1° Campione
Descrizione dei campioni:
malta cementizia
Descrizione delle provette:
Formelle cilindriche, diametro di circa 0,2 m, spessore di circa 20 mm.
Data di ricevimento:
10/2/2009
Provette:
Spessore medio della provetta A
hA = 0,02015
m
Spessore medio della provetta B
hB = 0,0181
m
Spessore medio delle provette
H = 0,019125
m
Volume delle provette
V = 0,0011455 m3
Massa volumica delle provette
D = 1878
kg/m3
Massa dei campioni alla ricezione
Mr = 2.15299
kg
Massa dei campioni essiccati
Ms = 2.15069
kg
Umidità del campione alla ricezione
UR = 0,1
%
Apparecchiatura di prova: Dynatech TCFGM avente le seguenti caratteristiche:
- piastra calda con anello di guardia;
- diametro piastra 0,205 m;
- giacitura orizzontale;
- area convenzionale di misura 0,0081 m2.
Osservazioni:
Il sistema di misura è isolato con scaglie di sughero e dispone di camicia interna a temperatura
prossima a (t1+t2)/2.
Risultati:
Soggetto della prova:
N°
(t1+t2)/2
t1-t2
0
I

e
prova
°C
°C
h
h
W/(m K)
%
1
29,94
9,87
96
3,0
0,739
0,06
2
/
/
/
/
/
/
3
/
/
/
/
/
/
Legenda: 0 = periodo di tempo necessario al raggiungimento dello stato stazionario in ore
I = periodo di tempo a regime stazionario in cui vengono effettuate le misure in ore
(t1+t2)/2 = temperatura media di prova in °C
114
8.3.2 Verifica della resistenza meccanica
Alla luce dei dati ottenuti dalle simulazioni con Moldflow e dai valori ottenuti per mezzo delle
prove a rottura dei provini di conglomerato cementizio si è potuta verificare la resistenza dello
stampo ai carichi a cui sarebbe effettivamente sottoposto in fase di stampaggio.
Questa verifica è stata effettuata con il software agli elementi finiti ANSIS impostando i seguenti
valori come dati di input:
FORZA DI SERRAGGIO MASSIMA ……………………….…....…...…………….33,0 t
TENSIONE AMMISSIBILE A COMPRESSIONE……………………………..….88,0 MPa
TENSIONE AMMISSIBILE A FLESSIONE………………………………...…… 3,6 MPa
MODULO ELASTICO……………………………………………...…….…..…….20,0 GPa
Figura 54 Visualizzazione delle tensioni
Come si evidenzia nella figura 54 la tensione ammissibile viene superata in corrispondenza del
bordo del cuneo, ciò comporterebbe il cedimento dello stampo. La spiegazione del fatto che la
tensione aumenta vertiginosamente sul bordo del cuneo, molto probabilmente, è che proprio su quel
bordo i raggi di raccordo sono molto ridotti causando quindi una concentrazione degli sforzi.
115
8.4
Realizzazione del secondo prototipo
Alla luce delle problematiche riscontrate con il primo prototipo dello stampo si è provveduto a
modificare la cassaforma inserendo sei estrattori per facilitare l’estrazione del modello del cuneo,
sono stati anche inseriti anche delle barre filettate per fissare quattro golfari necessari alla
movimentazione dello stampo visto il suo notevole peso.
Figura 55 Allestimento secondo cassero
Diversamente dal primo per questo secondo prototipo è stato usato come disarmante un olio
siliconico spray prima di effettuare il getto. In questo caso è stato usato un cemento di tipo 52.5 R
lasciando invariate le percentuali degli altri elementi componenti il mix.
A maturazione avvenuta si è provveduto a liberare lo stampo dal cassero ma come nel primo caso
non si riusciva ad estrarre il cuneo. Per facilitare l’ estrazione, lo stampo è stato collegato ad un
bagno termostatico in modo da far circolare acqua a 70 gradi centigradi nei canali di
condizionamento termico. L’idea, risultata vincente, era quella di portare lo stampo nelle condizioni
di temperatura nelle quali si sarebbe trovato dopo il ciclo di stampaggio ed in fase di apertura ed
estrazione, a questa temperatura infatti il polimero di cui è fatto il cuneo è meno rigido quindi forza
meno sulle pareti dello stampo e l’olio lubrificante è nettamente meno viscoso agevolando così la
fuoriuscita del modello.
Figura 56 Stampo condizionato
116
La finitura superficiale si è rivelata eccellente in ogni punto anche se durante l’ estrazione del
modello i bordi della cavità si sono rovinati.
Figura 57 Cavità
8.4.1 Prove meccaniche e termiche
Anche in questa seconda realizzazione sono stati preparati i provini necessari ad effettuare le misure
delle caratteristiche meccaniche e termiche sulla nuova miscela. I risultati ottenuti sono mostrati
nelle figure successive che riportano i grafici ottenuti dalle prove.
Prova di compressione
100
sc,m = 89 ± 3
sc [MPa]
75
50
25
0
0
0.001
0.002
0.003
0.004
e
0.005
0.006
0.007
0.008
117
Prova di flessione su tre punti
3
sf,m = 5,7 ± 0,5 MPa
2.5
Forza [kN] .
2
1.5
1
0.5
0
0
0.5
1
1.5
Deflessione [mm/10]
Prova di trazione indiretta
12
st,m = 3,7 ± 0,1
10
Forza [kN] .
8
6
4
2
0
0
0.04
0.08
0.12
Deformazione trasversale [mm/10]
Come evidenziano i grafici non si è ottenuto alcun miglioramento delle caratteristiche meccaniche
rispetto a quelle ottenute con la miscela di conglomerato precedentemente utilizzata.
Il report della misura effettuata sui nuovi campioni mostra come la conduttività termica del
campione sia lievemente migliorata assumendo il valore =0.750 (W m-1K-1).
118
Misura della conduttività termica  (W m-1K-1)
in conformità alla Norma UNI 7745
Designazione dei campioni:
Campioni contrassegnati da sigle.
2° Campione
Descrizione dei campioni:
malta cementizia + fumo di silice
Descrizione delle provette:
Formelle cilindriche, diametro di circa 0,2 m, spessore di circa 20 mm.
Data di ricevimento:
10/1/2012
Provette:
Spessore medio della provetta A
hA = 0,02415
m
Spessore medio della provetta B
hB = 0,02495
m
Spessore medio delle provette
H = 0,02445
m
Volume delle provette
V = 0,0015599 m3
Massa volumica delle provette
D = 1982
kg/m3
Massa dei campioni alla ricezione
Mr = 3.30709
kg
Massa dei campioni essiccati
Ms = 3.09160
kg
Umidità del campione alla ricezione
UR = 7
%
Apparecchiatura di prova: Dynatech TCFGM avente le seguenti caratteristiche:
- piastra calda con anello di guardia;
- diametro piastra 0,205 m;
- giacitura orizzontale;
- area convenzionale di misura 0,0081 m2.
Osservazioni:
Il sistema di misura è isolato con scaglie di sughero e dispone di camicia interna a temperatura
prossima a (t1+t2)/2.
Risultati:
Soggetto della prova:
N°
(t1+t2)/2
t1-t2
0
I

e
prova
°C
°C
h
h
W/(m K)
%
1
30.02
10.02
96
3,0
0,750
0,146
2
/
/
/
/
/
/
3
/
/
/
/
/
/
Legenda: 0 = periodo di tempo necessario al raggiungimento dello stato stazionario in ore
I = periodo di tempo a regime stazionario in cui vengono effettuate le misure in ore
(t1+t2)/2 = temperatura media di prova in °C
119
Conclusioni
L’obiettivo della ricerca, in parte svolta in collaborazione con l’azienda Aesa Tecnopolimeri,
è la progettazione di uno stampo per stampaggio ad iniezione di materiali plastici da
realizzare utilizzando miscele alto resistenziali di conglomerato cementizio.
Questa tecnica innovativa consiste nel realizzare lo stampo gettando la miscela di
conglomerato direttamente su un modello del particolare plastico che si vuole stampare
evitando così molte lavorazioni meccaniche connesse alla realizzazione di uno stampo
metallico e quindi i costi che ne derivano.
Simulazioni numeriche e test di laboratorio sono stati condotti allo scopo di verificare la
resistenza meccanica degli stampi così realizzati, la capacità di smaltire velocemente il calore
ed anche la finitura superficiale ottenibile.
Nell’ambito di questa tesi, dopo una lunga fase preliminare di simulazione numerica del
processo di stampaggio necessaria per una prima verifica di applicabilità della tecnica, sono
stati realizzati due prototipi utilizzando due differenti miscele di conglomerato, utilizzando in
una cemento portland 42.5R e nell’altra 52.5R; queste miscele sono state gettate in una forma
realizzata in pvc contenente il modello, che in entrambi i casi è un cuneo ferma ruote.
In tutti e due i casi sono stati ottenuti ottimi risultati per quel che riguarda la finitura
superficiale, sebbene dal primo prototipo non sia stato possibile estrarre il modello del cuneo
probabilmente a causa della sua forma caratterizzata da un elevato rapporto tra superficie e
volume, mentre nel secondo si è visto che a stampo caldo, quindi come nelle reali condizioni
operative, tali problemi non si presentano. Dalle misure della conduttività termica di entrambe
le miscele è emersa una sufficiente capacità di scambio termico. Questa caratteristica incide
notevolmente sui tempi macchina, e quindi sulla produzione; nonostante questi siano
raddoppiati rispetto a quelli ottenibili con gli stampi tradizionali, questa nuova tecnica
realizzativa risulta ancora economicamente conveniente.
Sono state condotte anche prove di resistenza meccanica su alcuni provini realizzati durante i
getti: i valori delle tensioni massime di rottura misurati sono di un ordine di grandezza
inferiore a quelli dei metalli, e ciò comporta un aumento delle dimensioni degli stampi in
cemento rispetto a quelli tradizionali al fine di resistere agli stessi carichi.
Possiamo concludere, quindi, che la facilità di esecuzione, il basso costo dei materiali
utilizzati, la semplicità con cui si possono riprodurre forme anche complesse con ottime
finiture superficiali, rendono questa tecnica economicamente molto vantaggiosa: dagli aspetti
valutati e dalle misure effettuate è emerso che essa è applicabile sebbene sia ancora molto da
affinare.
Sicuramente vanno apportati miglioramenti alla miscela di conglomerato cementizio,
conseguibili introducendo nella miscela cariche rinforzanti ed altri elementi per aumentare la
resistenza meccanica e la conduttività termica. I principi alla base del disegno degli stampi
andrebbero adeguati a partire dai valori degli angoli di sformo da dare ai componenti plastici
da realizzare fino a tenere conto di possibili ritiri dimensionali che i getti in conglomerato
potrebbero presentare. Ulteriori sperimentazioni e collaudi direttamente su presse sarebbero,
ovviamente, necessari per il completamento di questo lavoro.
Bibliografia
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